JP7477059B1 - Welding member and manufacturing method thereof - Google Patents
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Abstract
溶接部材およびその製造方法の提供を目的とする。本発明の溶接部材は、板組の総板厚と抵抗スポット溶接部の最小厚さが式（１）を満たし、板組のうち少なくとも１枚は鋼板表層に内部酸化層を有する鋼板であり、かつ、内部酸化層を有する鋼板側の母材部では、内部酸化層における単位面積あたりの酸素量が式（２）を満たし、当該鋼板側の溶接熱影響部では、第１領域のＳｉ含有酸化物の密度が式（３）を満たし、かつ第２領域および第３領域内の平均Ｓｉ濃度が式（４）を満たす。０．５＜ｔweld／ｔall＜１．０ …（１）０．０２＜Ｏs＜１．０ …（２）０．０１≦Ｎs …（３）Ｓs／Ｓt＜１．０ …（４）The object of the present invention is to provide a welded member and a manufacturing method thereof. In the welded member of the present invention, the total sheet thickness of the sheet set and the minimum thickness of the resistance spot weld satisfy formula (1), at least one of the sheets of the sheet set is a steel sheet having an internal oxide layer on the surface layer of the steel sheet, and in the base material part on the side of the steel sheet having the internal oxide layer, the amount of oxygen per unit area in the internal oxide layer satisfies formula (2), and in the weld heat affected zone on the steel sheet side, the density of the Si-containing oxide in the first region satisfies formula (3), and the average Si concentration in the second region and the third region satisfies formula (4). 0.5<t weld/t all <1.0 ... (1) 0.02<Os <1.0 ... (2) 0.01≦Ns ... (3) Ss/St <1.0 ... (4)
Description
本発明は、鋼板を抵抗スポット溶接した溶接部材に関し、特に、自動車などの構造部品の部材として好適な抵抗スポット溶接部を有する溶接部材およびその製造方法に関する。The present invention relates to welded components formed by resistance spot welding steel plates, and in particular to welded components having resistance spot welds suitable for use as structural components for automobiles and the like, and to a method for manufacturing the same.
近年、環境問題の高まりからＣＯ2排出規制が厳格化しており、自動車分野においては燃費向上に向けた車体の軽量化が課題となっている。そのために自動車部品への高強度鋼板の適用による薄肉化が進められており、引張強度（ＴＳ）が９８０ＭＰａ以上の鋼板の適用が進められている。また、耐食性の観点から、雨水に曝される部位には亜鉛等の防錆能を有するめっき鋼板が使用される。 In recent years, CO2 emission regulations have become stricter due to growing environmental concerns, and in the automotive field, weight reduction of car bodies to improve fuel efficiency has become an issue. For this reason, the use of high-strength steel sheets to reduce thickness in automotive parts is being promoted, and the use of steel sheets with a tensile strength (TS) of 980 MPa or more is being promoted. In addition, from the viewpoint of corrosion resistance, zinc-plated steel sheets with rust-preventing properties are used in parts exposed to rainwater.
また、自動車の組み立てでは、コストや製造効率の観点から、プレス成形された自動車部品を抵抗スポット溶接により組み合わせることが多い。一般に、重ね合わせた鋼板同士の接合には、重ね抵抗溶接法の一種である抵抗スポット溶接方法が用いられている。この溶接方法は、重ね合わせた２枚以上の鋼板をその上下から一対の溶接電極で挟み、当該溶接電極で加圧しつつ、上下電極間に高電流の溶接電流を短時間通電して接合する方法である。図１には、重ね合わせた２枚の鋼板１、２を溶接電極４、５で挟んで抵抗スポット溶接する一例を示す。この方法によれば、高電流の溶接電流を流すことで発生する抵抗発熱を利用して、点状の溶接部６を得る。この点状の溶接部６はナゲットと呼ばれ、重ね合わせた鋼板に電流を流した際に鋼板の接触箇所で両鋼板１、２が溶融し、凝固した部分である。これにより鋼板同士が点状に接合される。In addition, in the assembly of automobiles, press-formed automobile parts are often combined by resistance spot welding from the viewpoint of cost and manufacturing efficiency. In general, resistance spot welding, which is a type of lap resistance welding, is used to join overlapping steel sheets. In this welding method, two or more overlapping steel sheets are sandwiched between a pair of welding electrodes from above and below, and a high welding current is passed between the upper and lower electrodes for a short period of time while applying pressure with the welding electrodes to join them. Figure 1 shows an example of resistance spot welding in which two overlapping
衝突安全性を確保するために、鋼板の強度を向上させるとともに溶接部における強度を向上させることが求められる。抵抗スポット溶接部の強度を評価する試験方法は様々であるが、一般的な評価方法のひとつとして、ＪＩＳ Ｚ３１３６に規定される引張せん断試験が挙げられる。これは、溶接継手を引張せん断方向に引張荷重を負荷して引張せん断強度（以下、「ＴＳＳ」と称する）を測定する試験法である。 To ensure collision safety, it is necessary to improve the strength of the steel plate as well as the strength of the welded joints. There are various test methods for evaluating the strength of resistance spot welds, but one common evaluation method is the tensile shear test specified in JIS Z3136. This is a test method in which a tensile load is applied to the welded joint in the tensile shear direction to measure the tensile shear strength (hereinafter referred to as "TSS").
表面処理鋼板を含む複数の鋼板を重ね合わせた板組の抵抗スポット溶接においては、図８に示すように、溶接部に割れが生じることがあるという問題がある。ここで、表面処理鋼板とは、電気亜鉛めっきおよび溶融亜鉛めっき（合金化溶融亜鉛めっきを含む）に代表される亜鉛めっきや、亜鉛の他にアルミニウムやマグネシウムなどの元素を含んだ亜鉛合金のめっきなどの金属めっき層を、母材（下地鋼板）の表面上に有する鋼板を言う。亜鉛めっきや亜鉛合金めっきの融点は、表面処理鋼板の母材の融点よりも低いため以下のような問題がある。In resistance spot welding of overlapping steel sheets, including surface-treated steel sheets, there is a problem that cracks may occur in the welded part, as shown in Figure 8. Here, surface-treated steel sheets refer to steel sheets having a metal plating layer on the surface of the base material (underlying steel sheet), such as zinc plating, represented by electrolytic zinc plating and hot-dip galvanizing (including alloyed hot-dip galvanizing), or zinc alloy plating containing elements such as aluminum and magnesium in addition to zinc. The melting points of zinc plating and zinc alloy plating are lower than the melting point of the base material of the surface-treated steel sheet, which causes the following problems:
すなわち、溶接部の割れは、溶接中に鋼板表面の低融点の金属めっき層が溶融し、電極の加圧力や、鋼板の熱膨張および収縮による引張応力が溶接部に加わった際に、溶融した低融点金属が表面処理鋼板の母材の結晶粒界に侵入して粒界強度を低下させ、割れを引き起こす、いわゆる液体金属脆性に起因する割れであると考えられている（以下、「ＬＭＥ割れ」と称する）。ＬＭＥ割れの発生位置は、図８に示すように、溶接電極４、５と接する側の鋼板１、２の表面や、鋼板同士が接する側の鋼板１、２の表面など、様々である。That is, the cracks in the welds are thought to be caused by so-called liquid metal embrittlement, in which the low-melting-point metal plating layer on the surface of the steel sheet melts during welding, and when the electrode pressure and tensile stress due to the thermal expansion and contraction of the steel sheet are applied to the welds, the molten low-melting-point metal penetrates the grain boundaries of the base material of the surface-treated steel sheet, reducing the grain boundary strength and causing cracks (hereinafter referred to as "LME cracks"). As shown in Figure 8, LME cracks occur in various locations, such as the surfaces of
このようなＬＭＥ割れの対策として、例えば特許文献１～特許文献３の技術が挙げられる。特許文献１では、板組である鋼板の組成を特定範囲の組成、具体的には、重量％で、Ｃ：０．００３～０．０１％、Ｍｎ：０．０５～０．５％、Ｐ：０．０２％以下、ｓｏｌ．Ａｌ：０．１％以下、Ｔｉ：４８×（Ｎ／１４）～４８×｛（Ｎ／１４）＋（Ｓ／３２）｝％、Ｎｂ：９３×（Ｃ／１２）～０．１％、Ｂ：０．０００５～０．００３％、Ｎ：０．０１％以下、Ｎｉ：０．０５％以下、残部：Ｆｅおよび不可避的不純物からなる組成とすることが提案されている。
As countermeasures against such LME cracking, for example, the technologies of
特許文献２には、高強度めっき鋼板の抵抗スポット溶接において、以下の条件式（Ａ）および（Ｂ）を満足させるように、溶接通電時間および溶接通電後の保持時間を設定して抵抗スポット溶接を行う、高強度めっき鋼板のスポット溶接方法が提案されている。
０．２５×(１０×ｔ＋２)／５０≦ＷＴ≦０．５０×(１０×ｔ＋２)／５０ …（Ａ）
３００－５００×ｔ＋２５０×ｔ2≦ＨＴ …（Ｂ）
ただし、条件式（Ａ）および（Ｂ）において、ｔ：板厚（ｍｍ）、ＷＴ：溶接通電時間（ｍｓ）、ＨＴ：溶接通電後の保持時間（ｍｓ）とする。
0.25×(10×t+2)/50≦WT≦0.50×(10×t+2)/50 … (A)
300-500×t+250× t2 ≦HT …(B)
In the conditional expressions (A) and (B), t is the plate thickness (mm), WT is the welding current flow time (ms), and HT is the holding time after welding current flow (ms).
また、特許文献２では、鋼板の板厚に応じて通電時間および通電後の電極の保持時間を適切に設定し、かつ鋼板中の合金元素量が一定以下となる高張力亜鉛めっき鋼板を用いて、溶接を行うことも提案されている。
特許文献３では、通電パターンを３段以上の多段通電とし、適正電流範囲（ΔＩ）が１．０ｋＡ以上、好ましくは２．０ｋＡ以上となるように、通電時間および溶接電流等の溶接条件を調整し、各段の間に冷却時間を設ける方法が提案されている。上記の適正電流範囲とは、所望のナゲット径以上で、かつ溶融残厚が０．０５ｍｍ以上であるナゲットを、安定して形成できる電流範囲である。In
しかしながら、特許文献１では鋼板の合金元素量を限定する必要があるため、要求性能を満たす鋼板の使用が制限されるなどの課題がある。特に、最近の鋼板における、高強度化に伴って高合金化が進んでいる状況下では、特許文献１の技術の適用は極めて制限される。However, in
特許文献２では、散りが発生するような過大な溶接電流を設定した際の割れ抑制方法のみが提案されており、散りが発生しない状態での割れについては言及されていない。
特許文献３では、溶接条件の適正化に多くの工数が必要であり、また適正電流範囲の確保が困難な鋼板および板組に対しては適用できないという課題がある。加えて、特許文献２および３では、電極の打角による影響については検討されていないため、自動車組立て時の実施工を考慮すると、対策としては不十分な場合がある。
In
継手強度の観点も加えて特許文献１～３の共通の課題をまとめると、高強度鋼板の溶接部の強度を確保しつつ、ＬＭＥ割れ発生も抑止する技術は提案されていない。To summarize the common issues in
本発明は、上記のような事情に鑑みてなされたものであり、高強度鋼板における抵抗スポット溶接部の強度の確保と、ＬＭＥ割れの抑止とを両立可能な抵抗スポット溶接部を有する、溶接部材およびその製造方法を提供することを目的とする。The present invention has been made in consideration of the above-mentioned circumstances, and aims to provide a welded component and a manufacturing method thereof having a resistance spot weld that can simultaneously ensure the strength of the resistance spot weld in high-strength steel plate and prevent LME cracking.
本発明者らは、上記の目的を達成すべく、鋭意検討を重ねた。The inventors have conducted extensive research in order to achieve the above objective.
溶接時に発生する割れ（ＬＭＥ割れ）に対する本発明の効果は、種々の因子が複雑に影響しているため単純には説明できない。しかし、抵抗スポット溶接部のＬＭＥ割れは、溶接時の施工外乱などによって、抵抗スポット溶接部に過大な引張残留応力が発生した際に生じやすい。特に、鋼板同士が接する鋼板合わせ面側においては、抵抗スポット溶接での通電および加圧終了後であって、一対の溶接電極を開放した際に、局所的に引張応力が大きい領域でＬＭＥ割れが発生しやすいことが知られている。The effect of the present invention on cracks that occur during welding (LME cracks) cannot be explained simply because various factors have a complex influence. However, LME cracks in resistance spot welds are likely to occur when excessive tensile residual stress occurs in the resistance spot welds due to construction disturbances during welding. In particular, it is known that LME cracks are likely to occur in areas with high local tensile stress on the mating surfaces of steel sheets where the steel sheets come into contact with each other after current flow and pressure application during resistance spot welding have ended and when the pair of welding electrodes are released.
また、鋼板中の成分の影響としては、参考文献１に記載されるよう、Ｓｉ量が増加すると、鋼板の耐ＬＭＥ割れ性が劣化することが知られている。そのため、溶接熱影響部の鋼板表面近傍で、Ｓｉを内部酸化させて酸化物として固定させることで、固溶Ｓｉ量を減少させることが、ＬＭＥ割れ抑止に有効と考えられる。As for the effects of the components in steel plate, as described in
［参考文献１］ ＷＯ２０２１／２００４１２号公報
しかし、鋼板表面近傍においてＳｉの内部酸化を生じさせたとしても、溶接時の熱影響によって、特に鋼板同士の鋼板合わせ面側でＳｉの内部酸化物が消失してしまうと、本発明で目的とする効果は得られない。すなわち、溶接熱影響部における鋼板表層のＳｉ濃度比を一定の範囲に制御することで、溶接部の強度の確保と、ＬＭＥ割れの抑止とを両立可能であるとの着想を得た。
[Reference 1] WO2021/200412 However, even if internal oxidation of Si occurs near the steel sheet surface, if the internal oxide of Si disappears due to the heat effect during welding, especially on the steel sheet mating surface side, the effect of the present invention cannot be obtained. In other words, the idea was obtained that it is possible to ensure the strength of the weld and prevent LME cracking at the same time by controlling the Si concentration ratio of the steel sheet surface layer in the weld heat affected zone within a certain range.
また、上述のように溶接熱影響部においてＳｉ内部酸化層が存在するためには、母材のＳｉ内部酸化量を一定以上とする必要がある。母材のＳｉ内部酸化の形成を促すためには、後述するように、例えば鋼板の焼鈍露点を上昇させることが有効である。母材のＳｉ内部酸化量は、鋼板表層の酸素量と相関があるため、鋼板表層の酸素量を一定以上とすることで、母材において一定以上のＳｉ内部酸化層を存在させることができ、溶接熱影響部におけるＳｉの内部酸化物の消失を防ぐことができる。 In addition, as described above, in order for an internal Si oxide layer to exist in the weld heat affected zone, the amount of internal Si oxide in the base material must be at least a certain level. In order to promote the formation of internal Si oxide in the base material, for example, it is effective to increase the annealing dew point of the steel sheet, as described below. Since the amount of internal Si oxide in the base material is correlated with the amount of oxygen in the steel sheet surface layer, by setting the amount of oxygen in the steel sheet surface layer at a certain level or more, a certain level or more of internal Si oxide layer can be formed in the base material, and the disappearance of internal Si oxide in the weld heat affected zone can be prevented.
図３（Ａ）～図３（Ｃ）に示すように、鋼板表層に内部酸化層を有する鋼板を含む板組を抵抗スポット溶接した溶接部材は、鋼板合わせ面７側の下板の表層に内部酸化層を有する。図３（Ａ）～図３（Ｃ）に示す例では、下板に上記内部酸化層を有する鋼板を用いる。内部酸化層は、溶接熱影響部（ＨＡＺ）および母材部の領域に存在する。溶接熱影響部の領域における内部酸化層は、図３（Ａ）に示すように、基本的にはナゲット６ａに近づくほど減少する。しかし、溶接時の熱影響に伴って、図３（Ｂ）に示すように、Ｃなどの元素拡散に起因して溶接熱影響部の内部酸化層の一部が完全に消失したり、あるいは、図３（Ｃ）に示すように、溶接熱影響部の内部酸化層がほとんど消失せずに残存した状態となることもある。本発明では、図３（Ａ）～図３（Ｃ）に示す状態を含む溶接熱影響部領域に存在する内部酸化層を、「溶接熱影響部における鋼板表層の内部酸化層」と称する。As shown in Figures 3(A) to 3(C), a welded member obtained by resistance spot welding a plate assembly including a steel plate having an internal oxidation layer on the surface of the steel plate has an internal oxidation layer on the surface of the lower plate on the steel
本発明は、以上の知見に立脚するものであり、要旨は次のとおりである。
［１］ ２枚以上の鋼板を重ね合わせた板組が抵抗スポット溶接された抵抗スポット溶接部を有する溶接部材であって、
前記板組の総板厚をｔall（ｍｍ）、前記抵抗スポット溶接部の最小厚さをｔweld（ｍｍ）としたとき、ｔall（ｍｍ）およびｔweld（ｍｍ）が式（１）を満たし、
前記２枚以上の鋼板のうち少なくとも１枚は、鋼板表層に内部酸化層を有する鋼板であり、
前記内部酸化層を有する鋼板側の母材部では、
鋼板合わせ面側の前記内部酸化層における単位面積あたりの酸素量をＯs（ｇ／ｍ2）としたとき、Ｏsが式（２）を満たし、
前記内部酸化層を有する鋼板側の溶接熱影響部では、
コロナボンド端部における鋼板合わせ面上の位置を始点とし、前記始点を中心として鋼板合わせ面と平行方向に±５０μｍまでの範囲および前記始点から板厚方向に１０μｍまでの範囲で囲まれた第１領域内における、Ｓｉを含有する酸化物の密度をＮs（個／μｍ2）としたとき、Ｎsが式（３）を満たし、
かつ、前記始点を中心として鋼板合わせ面と平行方向に±５０μｍまでの範囲および前記始点から板厚方向に５μｍまでの範囲で囲まれた第２領域内における、平均Ｓｉ濃度をＳs（質量％）とし、前記始点から板厚方向に板厚の１／４の厚さだけ離れた位置を中心とした１００μｍ四方の第３領域内における、平均Ｓｉ濃度をＳt（質量％）としたとき、ＳsおよびＳtが式（４）を満たす、溶接部材。
０．５＜ｔweld／ｔall＜１．０ …（１）
０．０２＜Ｏs＜１．０ …（２）
０．０１≦Ｎs …（３）
Ｓs／Ｓt＜１．０ …（４）
［２］ 前記鋼板の板厚をｔ（ｍｍ）、前記鋼板の引張強度をＴＳ（ＭＰａ）、前記鋼板中の平均Ｓｉ含有量をＳｉ（質量％）としたとき、
前記内部酸化層を有する鋼板が、式（５）を満たす、［１］に記載の溶接部材。
｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６＋０．０１≦Ｎs …（５）
ここで、式（５）におけるＮs（個／μｍ2）は前記第１領域内における、Ｓｉを含有する酸化物の密度である。
［３］ 前記内部酸化層を有する鋼板は、前記Ｓsおよび前記Ｓtが式（７）を満たす、［１］または［２］に記載の溶接部材。
｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６＜Ｓs／Ｓt＜｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６＋０．９ …（７）
ここで、式（７）におけるｔ（ｍｍ）は前記内部酸化層を有する鋼板の板厚であり、ＴＳ（ＭＰａ）は前記内部酸化層を有する鋼板の引張強度であり、Ｓｉ（質量％）は前記内部酸化層を有する鋼板中の平均Ｓｉ含有量である。
［４］ 前記内部酸化層を有する鋼板は、脱炭層および／または亜鉛めっき層を有する、［１］～［３］のいずれか１つに記載の溶接部材。
［５］ 前記亜鉛めっき層の下層に、Ｆｅ系のプレめっき層を有する、［４］に記載の溶接部材。
［６］ 前記抵抗スポット溶接部の溶接打点中心から前記鋼板端面までの最短距離の平均値が３ｍｍ以上であり、
かつ、複数の溶接打点がある場合には、隣り合う溶接打点同士の打点中心間の平均距離が６ｍｍ以上である、［１］～［５］のいずれか１つに記載の溶接部材。
［７］ ［１］～［６］のいずれか１つに記載の溶接部材の製造方法であって、
２枚以上の鋼板を重ね合わせて板組とする準備工程と、前記板組を抵抗スポット溶接する溶接工程と、を有し、
前記溶接工程では、
前記板組を一対の溶接電極で挟持し、加圧しながら通電して接合を行う際に、
少なくとも１箇所の溶接打点については、前記溶接電極による加圧を行う直前に、（ａ）～（ｅ）の１つまたは２つ以上の状態を満たし、
かつ、前記通電は、加圧力：２．０～１０．０ｋＮ、溶接電流：４．０～１５．０ｋＡ、通電時間：０．１～２．０Ｓで行う通電工程と、
通電終了後の加圧力保持時間をＴｈ（Ｓ）としたとき、Ｔｈが式（８）の関係を満たす電極保持工程と、
を有する、溶接部材の製造方法。
（ａ）溶接電極と重ね合わせた鋼板との打角が０．２度以上である状態
（ｂ）一対の溶接電極の芯ずれ量が０．１ｍｍ以上である状態
（ｃ）いずれかの溶接電極と重ね合わせた鋼板との間に隙間が０．５ｍｍ以上ある状態
（ｄ）重ね合わせた鋼板のうち、少なくとも１組以上の鋼板間に隙間が０．５ｍｍ以上ある状態
（ｅ）溶接打点中心から重ね合わせた鋼板における鋼板端面までの最短距離が１０ｍｍ以下である状態
｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／１３２＜Ｔｈ＜［－｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６］＋１．１ …（８）
ここで、式（８）におけるｔ（ｍｍ）は前記内部酸化層を有する鋼板の板厚であり、ＴＳ（ＭＰａ）は前記内部酸化層を有する鋼板の引張強度であり、Ｓｉ（質量％）は前記内部酸化層を有する鋼板中の平均Ｓｉ含有量である。
The present invention is based on the above findings, and the gist of the present invention is as follows.
[1] A welded component having a resistance spot welded portion in which two or more overlapping steel plates are resistance spot welded,
When the total plate thickness of the plate assembly is t all (mm) and the minimum thickness of the resistance spot weld is t weld (mm), t all (mm) and t weld (mm) satisfy formula (1);
At least one of the two or more steel plates is a steel plate having an internal oxide layer on a surface layer of the steel plate,
In the base material portion on the steel plate side having the internal oxidation layer,
When the amount of oxygen per unit area in the internal oxide layer on the mating surface side of the steel sheets is Os (g/m 2 ), Os satisfies formula (2),
In the weld heat affected zone on the steel plate side having the internal oxide layer,
When the density of oxides containing Si in a first region defined by a range of ±50 μm from the starting point on the steel sheet mating surface at the corona bond end and a range of 10 μm from the starting point in the sheet thickness direction is Ns (pieces/ μm2 ), Ns satisfies formula (3),
and an average Si concentration in a second region surrounded by a range of ±50 μm from the starting point in a direction parallel to the steel sheet mating surface and a range of 5 μm from the starting point in the sheet thickness direction is Ss (mass %), and an average Si concentration in a third region of 100 μm square centered at a
0.5<t weld / t all <1.0 ... (1)
0.02<Os<1.0 ... (2)
0.01≦Ns (3)
Ss / St < 1.0 ... (4)
[2] When the thickness of the steel plate is t (mm), the tensile strength of the steel plate is TS (MPa), and the average Si content in the steel plate is Si (mass%),
The welded member according to [1], wherein the steel plate having the internal oxide layer satisfies formula (5).
{(t+Si+TS/1000)-1.4}/66+0.01≦Ns ... (5)
Here, Ns (pieces/μm 2 ) in formula (5) is the density of the oxide containing Si in the first region.
[3] The welded member according to [1] or [2], in which the steel plate having an internal oxide layer, the Ss and the St satisfy formula (7).
{(t+Si+TS/1000)-1.4}/66<Ss/St<{(t+Si+TS/1000)-1.4}/66+0.9 ... (7)
Here, t (mm) in formula (7) is the plate thickness of the steel plate having the internal oxidation layer, TS (MPa) is the tensile strength of the steel plate having the internal oxidation layer, and Si (mass%) is the average Si content in the steel plate having the internal oxidation layer.
[4] The welded member according to any one of [1] to [3], wherein the steel plate having an internal oxidation layer has a decarburized layer and/or a galvanized layer.
[5] The welded member according to [4], having an Fe-based pre-plated layer below the zinc-plated layer.
[6] The average value of the shortest distance from the center of the weld point of the resistance spot weld to the end surface of the steel sheet is 3 mm or more,
The welded member according to any one of [1] to [5], wherein, when there are a plurality of weld points, the average distance between the centers of adjacent weld points is 6 mm or more.
[7] A method for producing a welded member according to any one of [1] to [6],
The method includes a preparation step of overlapping two or more steel plates to form a plate assembly, and a welding step of resistance spot welding the plate assembly,
In the welding step,
When the plate assembly is clamped between a pair of welding electrodes and joined by applying current while applying pressure,
For at least one welding point, immediately before applying pressure with the welding electrode, one or more of the conditions (a) to (e) are satisfied;
and a current application process in which the current application is performed with a pressure of 2.0 to 10.0 kN, a welding current of 4.0 to 15.0 kA, and a current application time of 0.1 to 2.0 S.
an electrode holding step in which Th (S) is a pressure holding time after the end of current flow, and Th satisfies the relationship of formula (8);
The method for manufacturing a welded member includes the steps of:
(a) A state in which the impact angle between the welding electrode and the overlapped steel plates is 0.2 degrees or more; (b) A state in which the misalignment amount of a pair of welding electrodes is 0.1 mm or more; (c) A state in which there is a gap of 0.5 mm or more between any of the welding electrodes and the overlapped steel plates; (d) A state in which there is a gap of 0.5 mm or more between at least one pair of overlapped steel plates; (e) A state in which the shortest distance from the center of the welding point to the end surface of the overlapped steel plates is 10 mm or less. {(t+Si+TS/1000)-1.4}/132<Th<[-{(t+Si+TS/1000)-1.4}/66]+1.1 ... (8)
Here, t (mm) in formula (8) is the plate thickness of the steel plate having the internal oxidation layer, TS (MPa) is the tensile strength of the steel plate having the internal oxidation layer, and Si (mass%) is the average Si content in the steel plate having the internal oxidation layer.
本発明によれば、高強度鋼板を用いた抵抗スポット溶接であっても、鋼板表面近傍のＳｉ量増加に起因する抵抗スポット溶接部の強度低下を防ぎつつ、ＬＭＥ割れも発生しない、溶接部材およびその製造方法を提供することができる。According to the present invention, it is possible to provide a welded component and a manufacturing method thereof that prevents a decrease in strength of the resistance spot weld caused by an increase in the amount of Si near the steel sheet surface, even in the case of resistance spot welding using high-strength steel sheets, and does not cause LME cracking.
以下、図１～図６を参照して、本発明の一実施形態である溶接部材およびその製造方法について説明する。なお、本発明はこの実施形態に限定されない。 Below, a welded member and a manufacturing method thereof according to one embodiment of the present invention will be described with reference to Figures 1 to 6. Note that the present invention is not limited to this embodiment.
まず、本発明の溶接部材について説明する。First, we will explain the welding components of the present invention.
図２は、本発明の溶接部材の一例を示す板厚方向断面図であり、また当該溶接部材における抵抗スポット溶接部およびその周辺の一部を拡大した断面図である。この拡大断面図に示す個所は、図２中の四角枠で囲った領域である。図３（Ａ）～図３（Ｃ）は、溶接熱影響部の内部酸化層を説明する断面図であり、図２中の四角枠で囲った領域を示す。図４には、本発明に用いる内部酸化層を有する鋼板の板厚方向断面図を示す。図５および図６には、溶接部材の抵抗スポット溶接部周辺を示す上面図（すなわち、溶接部材を上方からみた図）を示す。 Figure 2 is a cross-sectional view in the plate thickness direction showing an example of a welded member of the present invention, and is also a cross-sectional view of an enlarged portion of the resistance spot weld in the welded member and its surrounding area. The area shown in this enlarged cross-sectional view is the area enclosed in a rectangular frame in Figure 2. Figures 3(A) to 3(C) are cross-sectional views explaining the internal oxide layer of the weld heat-affected zone, and show the area enclosed in a rectangular frame in Figure 2. Figure 4 shows a cross-sectional view in the plate thickness direction of a steel plate having an internal oxide layer used in the present invention. Figures 5 and 6 show top views (i.e., views of the welded member from above) showing the periphery of the resistance spot weld in the welded member.
本発明は、２枚以上の鋼板を重ね合わせた板組が抵抗スポット溶接された抵抗スポット溶接部（以下、「溶接部」と称する）を有する溶接部材である。The present invention is a welded component having a resistance spot welded portion (hereinafter referred to as the "weld portion") formed by resistance spot welding a plate assembly consisting of two or more overlapping steel plates.
本発明の溶接部材は、後述するように、重ね合わせた２枚以上の鋼板のうち少なくとも１枚が、鋼板表層に内部酸化層を有する鋼板である（図４を参照）。鋼板の枚数は特に限定されず、２枚以上であればよい。好ましくは３枚以上である。なお、鋼板の枚数の上限は特に規定しないが、５枚以下とすることが好ましい。As described below, the welded member of the present invention is a steel plate in which at least one of two or more overlapping steel plates has an internal oxide layer on the surface of the steel plate (see FIG. 4). The number of steel plates is not particularly limited as long as it is two or more, and preferably three or more. There is no particular upper limit on the number of steel plates, but it is preferably five or less.
図２には、重ね合わせた２枚の鋼板が溶接された溶接部材１０の一例を示す。下側に配置される鋼板２（すなわち下板）および上側に配置される鋼板１（すなわち上板）の両方またはいずれか１方が、上記内部酸化層を有する鋼板である。鋼板１、２が接する鋼板合わせ面７に、以下に説明する溶接部６が形成される。
Figure 2 shows an example of a welded
図２に示す例の溶接部材の場合、下板２のみが内部酸化層を有する鋼板とし、上板１は内部酸化層を有しない鋼板とする。この場合、下板２の鋼板合わせ面７側のみに、本発明の溶接部６が形成される。なお、上板１および下板２の両方に本発明の内部酸化層を有する鋼板を用いた場合には、鋼板合わせ面７に対して上板１側および下板２側の両方に、本発明の溶接部６が形成される。In the case of the example welded member shown in Figure 2, only the
図示は省略するが、３枚以上の鋼板を重ね合わせて溶接した場合には、最も下側に配置される鋼板（すなわち下板）、最も上側に配置される鋼板（すなわち上板）、およびそれらの間に配置される鋼板（すなわち中板）の全部または少なくとも１枚が、上記内部酸化層を有する鋼板となる。各鋼板間の鋼板合わせ面を含むように、本発明の溶接部が形成される。
例えば、３枚の鋼板からなる板組の場合、下板と中板、および中板と上板が接する２つの鋼板合わせ面を含むように、本発明の溶接部が形成される。３枚の鋼板の全てに上記内部酸化層を有する鋼板を用いた場合には、各鋼板合わせ面に対して上下側にある各鋼板表層の内部酸化がそれぞれ制御される。
Although not shown in the drawings, when three or more steel plates are overlapped and welded, all or at least one of the steel plate arranged at the bottom (i.e., the bottom plate), the steel plate arranged at the top (i.e., the top plate), and the steel plate arranged between them (i.e., the middle plate) will have the above-mentioned internal oxide layer. The weld of the present invention is formed so as to include the steel plate mating surfaces between the steel plates.
For example, in the case of a plate assembly consisting of three steel plates, the weld of the present invention is formed so as to include two steel plate mating surfaces where the lower plate and the middle plate and the middle plate and the upper plate are in contact with each other. When steel plates having the above-mentioned internal oxidation layer are used for all three steel plates, the internal oxidation of the surface layers of each steel plate located above and below each steel plate mating surface is controlled.
＜溶接部＞
本発明の溶接部について、詳細に説明する。なお、２枚の鋼板を重ね合わせた板組の場合でも、３枚以上の鋼板を重ね合わせた板組の場合でも、同様の溶接部が形成されるため、以降の説明には図２を用いる。
<Welded parts>
The welded portion of the present invention will be described in detail below. Note that, since the same welded portion is formed in both the case of a plate assembly in which two steel plates are overlapped and the case of a plate assembly in which three or more steel plates are overlapped, the following description will be made with reference to FIG. 2.
本発明の溶接部６は、図２に示すように、板組の総板厚をｔall（ｍｍ）、溶接部の最小厚さをｔweld（ｍｍ）としたとき、総板厚（ｔall）および溶接部の最小厚さ（ｔweld）が以下の式（１）を満たす。
０．５＜ｔweld／ｔall＜１．０ …（１）
As shown in FIG. 2 , when the total plate thickness of the plate assembly is t all (mm) and the minimum thickness of the weld is t weld (mm), the total plate thickness (t all ) and the minimum thickness of the weld (t weld ) of the weld satisfy the following formula (1).
0.5<t weld / t all <1.0 ... (1)
総板厚および溶接部の最小厚さの比（ｔweld／ｔall）が上記の式（１）を満たさない場合、特に式（１）の下限値以下となる場合、溶接部６の減厚が顕著となるため、溶接部６に生じる引張残留応力が過大となってＬＭＥ割れが発生しやすくなるとともに、継手強度の低下をもたらす。なお、溶接時における、一対の溶接電極による加圧と熱影響によって板組の板厚は減厚されるため、ｔweld／ｔallの上限は１．０未満となる。
When the ratio (t weld /t all ) of the total plate thickness to the minimum thickness of the weld does not satisfy the above formula (1), particularly when it is equal to or less than the lower limit of formula (1), the thickness of the
式（１）の下限は、好ましくは０．５５以上とする。式（１）の上限は、好ましくは０．９５以下とする。The lower limit of formula (1) is preferably 0.55 or more. The upper limit of formula (1) is preferably 0.95 or less.
ここで、上記の「溶接部の最小厚さ（ｔweld）」とは、図２に示すように、ナゲット６ａの板幅方向の領域内における板厚方向の最小厚さを指す。なお、この最小厚さ（ｔweld）は、後述する実施例に記載の方法で、測定することができる。
Here, the above-mentioned "minimum thickness of the weld (t weld )" refers to the minimum thickness in the sheet thickness direction within the region in the sheet width direction of the
上述のように、本発明における、溶接熱影響部の鋼板表層近傍の内部酸化の目的は、固溶Ｓｉ量の減少である。そこで、本発明では、上記厚さ比の条件式に加えて、内部酸化層を有する鋼板側（図２に示す例では、下板２側）の母材部と溶接熱影響部において以下の条件式も規定する。As described above, the purpose of the internal oxidation near the steel plate surface layer in the weld heat affected zone in the present invention is to reduce the amount of solute Si. Therefore, in addition to the above-mentioned conditional formula for the thickness ratio, the present invention also specifies the following conditional formula for the base material part on the steel plate side having the internal oxidation layer (the
具体的には、内部酸化層を有する鋼板側の母材部では、鋼板合わせ面側の内部酸化層における単位面積あたりの酸素量をＯs（ｇ／ｍ2）としたとき、当該酸素（Ｏs）が以下の式（２）を満たす。
０．０２＜Ｏs＜１．０ …（２）
Specifically, in the base material portion on the steel plate side having an internal oxidation layer, when the amount of oxygen per unit area in the internal oxidation layer on the steel plate mating surface side is Os (g/ m2 ), this oxygen (Os) satisfies the following formula (2).
0.02<Os<1.0 ... (2)
上記の式（２）を満たさない場合、特に、Ｏｓが０．０２以下の場合、Ｓｉ内部酸化量が少なく、溶接熱影響を受けた場合には鋼板表層近傍の内部酸化層はほとんど消失してしまう。その結果、後述した溶接熱影響部の表層の固溶Ｓｉ量の減少を実現するのが困難となる。Ｏｓが１．０以上の場合、粒内だけでなく粒界の酸化も顕著となる。その結果、粒界の酸化によってＬＭＥ感受性が増加し、割れ抑止効果が得られなくなる。
（２）式の下限は、好ましくは０．０８以上とし、より好ましくは０．１以上とする。（２）式の上限は、好ましくは０．８以下とする。
When the above formula (2) is not satisfied, particularly when Os is 0.02 or less, the amount of internal Si oxidation is small, and when the steel sheet is affected by welding heat, the internal oxide layer near the surface layer almost disappears. As a result, it becomes difficult to reduce the amount of solid-solubilized Si in the surface layer of the welding heat affected zone described below. When Os is 1.0 or more, oxidation not only within the grains but also at the grain boundaries becomes significant. As a result, the LME sensitivity increases due to the oxidation of the grain boundaries, and the crack suppression effect cannot be obtained.
The lower limit of the formula (2) is preferably 0.08 or more, and more preferably 0.1 or more, and the upper limit of the formula (2) is preferably 0.8 or less.
なお、上記の「鋼板合わせ面側の内部酸化層における単位面積あたりの酸素量（Ｏs）」は、後述する実施例に記載の方法で測定することができる。The above-mentioned "oxygen amount per unit area (Os) in the internal oxidation layer on the mating surface side of the steel sheets" can be measured by the method described in the examples below.
これに加えて、内部酸化層を有する鋼板側の溶接熱影響部では、コロナボンド端部における鋼板合わせ面上の位置を始点（図２に示す点Ａ）とし、当該始点を中心として鋼板合わせ面と平行方向（すなわち、板幅方向）に±５０μｍまでの範囲および当該始点から板厚方向（すなわち、鋼板合わせ面と垂直方向)に１０μｍまでの範囲で囲まれた領域（第１領域９ａ）内における、Ｓｉを含有する酸化物の密度をＮs（個／μｍ2）としたとき、当該Ｓｉを含有する酸化物の密度（Ｎs）は式（３）を満たす。
かつ、上記始点を中心として鋼板合わせ面と平行方向に±５０μｍまでの範囲および上記始点から板厚方向に５μｍまでの範囲で囲まれた領域（第２領域９ｂ）内における、Ｓｉを含有する酸化物を除いた位置の平均Ｓｉ濃度をＳs（質量％）とし、上記始点から板厚方向に板厚の１／４の厚さだけ離れた位置を中心とした１００μｍ四方の領域（第３領域９ｃ）内における、平均Ｓｉ濃度をＳt（質量％）としたとき、第３領域９ｃに対する第２領域９ｂの平均Ｓｉ濃度の比（Ｓs／Ｓt）は式（４）を満たす（図２を参照）。
０．０１≦Ｎs …（３）
Ｓs／Ｓt＜１．０ …（４）
In addition, in the weld heat affected zone on the steel plate side having an internal oxidation layer, when the density of oxides containing Si in a region (
Furthermore, when the average Si concentration at positions excluding oxides containing Si in a region (
0.01≦Ns (3)
Ss / St < 1.0 ... (4)
上記酸化物の密度（Ｎs）が０．０１（個／μｍ2）未満となる状態では、Ｓｉ内部酸化量が不十分となり、溶接熱影響部の鋼板表層近傍の固溶Ｓｉ量が増加し、その結果、ＬＭＥ割れが発生しやすくなる。そのため、第１領域は式（３）の関係（０．０１≦Ｎs）を満たすことが有効となる。上記酸化物の密度は、好ましくは０．０２≦Ｎsの関係を満たすことがより有効であり、より好ましくは０．０５≦Ｎsの関係を満たすことがさらに有効である。 When the density (Ns) of the oxides is less than 0.01 (pieces/ μm2 ), the amount of internal Si oxidation becomes insufficient, and the amount of dissolved Si in the vicinity of the steel sheet surface layer in the welded heat affected zone increases, which makes LME cracking more likely to occur. Therefore, it is effective for the first region to satisfy the relationship of formula (3) (0.01≦Ns). It is more effective for the density of the oxides to satisfy the relationship of 0.02≦Ns, and more preferably, it is even more effective for the density of the oxides to satisfy the relationship of 0.05≦Ns.
なお、上記酸化物の密度の上限値は特に規定しない。ただし、粒界の過度な酸化を抑制するとの観点から、上記酸化物の密度（Ｎs）は１００（個／μｍ2）以下とすることが好ましい。上記酸化物の密度（Ｎs）は、２０（個／μｍ2）以下とすることがより好ましい。 The upper limit of the density of the oxide is not particularly specified. However, from the viewpoint of suppressing excessive oxidation of the grain boundaries, the density (Ns) of the oxide is preferably 100 (pieces/μm 2 ) or less. The density (Ns) of the oxide is more preferably 20 (pieces/μm 2 ) or less.
また、第２および第３領域の上記平均Ｓｉ濃度の比（Ｓs／Ｓt）が１．０以上となる状態では、溶接熱影響部の鋼板表層近傍の固溶Ｓｉ量が増加し、その結果、ＬＭＥ割れの抑止効果が得られない。上記平均Ｓｉ濃度の比は、好ましくはＳs／Ｓt＜０．９の関係を満たし、より好ましくはＳs／Ｓt＜０．７の関係を満たすものとする。In addition, when the ratio of the average Si concentrations in the second and third regions (Ss/St) is 1.0 or more, the amount of dissolved Si in the vicinity of the steel plate surface in the weld heat affected zone increases, and as a result, the effect of suppressing LME cracking cannot be obtained. The ratio of the average Si concentrations preferably satisfies the relationship Ss/St<0.9, and more preferably satisfies the relationship Ss/St<0.7.
なお、上記平均Ｓｉ濃度の比の下限値は特に規定しない。内部酸化を促しても、固溶Ｓｉ量をゼロにするのは困難であるため、上記平均Ｓｉ濃度の比（Ｓs／Ｓt）は０．０５以上とすることが好ましく、０．１０以上とすることがより好ましい。The lower limit of the average Si concentration ratio is not particularly specified. Even if internal oxidation is promoted, it is difficult to reduce the amount of dissolved Si to zero, so the average Si concentration ratio (Ss/St) is preferably 0.05 or more, and more preferably 0.10 or more.
上記の酸化物の密度（Ｎs）および平均Ｓｉ濃度の比（Ｓs、Ｓt）は、後述する実施例に記載の方法で測定することができる。The density (Ns) and average Si concentration ratio (Ss, St) of the above oxides can be measured by the method described in the examples below.
以上の構成により、溶接部の強度の確保とＬＭＥ割れの抑止を両立できる。 The above configuration makes it possible to ensure the strength of the weld while preventing LME cracking.
＜鋼板＞
［板厚、引張強度］
ＬＭＥ割れは、重ね合わせる鋼板の板厚、Ｓｉ含有量および引張強度がそれぞれ増加すると生じやすいと考えられる。具体的には、母材のＳｉ含有量や引張強度が増えると、鋼板の耐ＬＭＥ割れ性が劣化する。そのため、より内部酸化量を増やして、固溶Ｓｉ量を減少させないと、ＬＭＥ割れが抑止できない。すなわち、これらのパラメータの増加に応じて、溶接熱影響部のＬＭＥ割れを抑止するために有効となる内部酸化物の量が増加すると考えられる。
<Steel Plate>
[Thickness, tensile strength]
It is believed that LME cracking is more likely to occur when the plate thickness, Si content, and tensile strength of the overlapping steel plates are increased. Specifically, when the Si content and tensile strength of the base metal increase, the LME cracking resistance of the steel plate deteriorates. Therefore, LME cracking cannot be suppressed unless the amount of internal oxidation is increased and the amount of solid-solution Si is reduced. In other words, it is believed that the amount of internal oxide that is effective in suppressing LME cracking in the weld heat affected zone increases with the increase in these parameters.
したがって、本発明では、鋼板表層近傍における上記Ｓｉを含有する酸化物の密度（Ｎs）をこれらのパラメータに応じて適正に制御することが好ましい。これにより、本発明の効果をより一層有効に得ることができる。Therefore, in the present invention, it is preferable to appropriately control the density (Ns) of the oxides containing Si in the vicinity of the steel sheet surface layer in accordance with these parameters. This makes it possible to obtain the effects of the present invention more effectively.
具体的には、鋼板の板厚をｔ（ｍｍ）、鋼板の引張強度をＴＳ（ＭＰａ）、鋼板中の平均Ｓｉ含有量をＳｉ（質量％）としたとき、内部酸化層を有する鋼板は、式（５）を満たすことが好ましい。
｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６＋０．０１≦Ｎs …（５）
ここで、式（５）におけるＮsは、上記第１領域内における、Ｓｉを含有する酸化物の密度である。
Specifically, when the thickness of a steel plate is t (mm), the tensile strength of the steel plate is TS (MPa), and the average Si content in the steel plate is Si (mass%), it is preferable that a steel plate having an internal oxidation layer satisfies formula (5).
{(t+Si+TS/1000)-1.4}/66+0.01≦Ns ... (5)
Here, Ns in formula (5) is the density of the oxide containing Si in the first region.
なお、上記Ｓｉを含有する酸化物の密度（Ｎs）をより適切に制御する観点から、この条件式（（式）５）に加えて、以下の式（６）を満たすことが、より好ましい。
１．４≦ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００≦８．０ …（６）
From the viewpoint of more appropriately controlling the density (Ns) of the oxide containing Si, it is more preferable to satisfy the following formula (6) in addition to this conditional formula (formula 5):
1.4≦t+Si+TS/1000≦8.0 ... (6)
内部酸化層を有する鋼板の板厚（ｔ）が大きい場合、溶接施工外乱によって溶接熱影響部が大きく変形した際に、局所的な熱応力が増加し、ＬＭＥ割れが発生しやすくなる。そのため、鋼板の板厚（ｔ）が大きいほど、好適なＮsの下限値は大きくなる。 When the thickness (t) of a steel plate having an internal oxidation layer is large, when the heat-affected zone of the weld is significantly deformed due to welding disturbances, local thermal stress increases and LME cracking becomes more likely to occur. Therefore, the larger the thickness (t) of the steel plate, the larger the suitable lower limit value of Ns becomes.
一方、内部酸化層を有する鋼板の引張強度（ＴＳ）が大きい場合、溶接時の熱影響によるマルテンサイト変態が生じるため、一般的には溶接熱影響部は硬化しやすい。そのため、鋼板表層の内部酸化層と鋼板内部とのＳｉ濃度の差が大きくなることに起因して生じる、溶接熱影響部の表層軟化によって、溶接部の強度は低下しやすくなる。つまり、鋼板の引張強度（ＴＳ）が大きいほど、好適なＮsの下限値は大きくなる。On the other hand, when the tensile strength (TS) of a steel plate having an internal oxidation layer is high, martensitic transformation occurs due to the heat effect during welding, and the weld heat-affected zone generally tends to harden. Therefore, the strength of the weld is likely to decrease due to the softening of the surface of the weld heat-affected zone caused by the large difference in Si concentration between the internal oxidation layer on the surface of the steel plate and the inside of the steel plate. In other words, the higher the tensile strength (TS) of the steel plate, the higher the suitable lower limit value of Ns.
また、内部酸化層を有する鋼板の鋼板中の平均Ｓｉ含有量（Ｓｉ）が大きい場合、より内部酸化量を増加させることで、固溶Ｓｉ量を減少させる必要がある。 In addition, when the average Si content (Si) in a steel plate having an internal oxidation layer is large, it is necessary to reduce the amount of dissolved Si by increasing the amount of internal oxidation.
したがって、鋼板の板厚（ｔ）および引張強度（ＴＳ）および鋼板中の平均Ｓｉ含有量（Ｓｉ）の観点からは、Ｎsは、式（５）を満足することが好ましい。
式（５）の下限は、好ましくは、｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６＋０．０３以上である。式（５）の上限は、好ましくは、１００以下である。
Therefore, from the viewpoints of the thickness (t) and tensile strength (TS) of the steel plate and the average Si content (Si) in the steel plate, it is preferable that Ns satisfies formula (5).
The lower limit of formula (5) is preferably equal to or greater than {(t+Si+TS/1000)-1.4}/66+0.03. The upper limit of formula (5) is preferably 100.
なお、上述の理由から、さらに式（６）を満足することがより好ましい。式（６）の下限は、好ましくは２．５以上であり、式（６）の上限は、好ましくは７．０以下である。For the reasons described above, it is more preferable to further satisfy formula (6). The lower limit of formula (6) is preferably 2.5 or more, and the upper limit of formula (6) is preferably 7.0 or less.
また本発明では、上述と同様に、鋼板の板厚、Ｓｉ含有量および引張強度の増加に応じて、溶接熱影響部のＬＭＥ割れを抑止するために有効となる、鋼板表層近傍の固溶Ｓｉ濃度の低下率が変化すると考えられる。 In addition, in the present invention, as described above, it is believed that the rate of decrease in the solute Si concentration near the surface of the steel plate, which is effective in suppressing LME cracking in the weld heat-affected zone, changes depending on the increase in the plate thickness, Si content, and tensile strength of the steel plate.
具体的には、鋼板の板厚をｔ（ｍｍ）、鋼板の引張強度をＴＳ（ＭＰａ）、鋼板中の平均Ｓｉ含有量をＳｉ（質量％）、としたとき、内部酸化層を有する鋼板は、上記平均Ｓｉ濃度の比（Ｓs／Ｓt）が式（７）を満たすことが好ましい。これにより、本発明の効果をより一層有効に得ることができる。
｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６＜Ｓs／Ｓt＜｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６＋０．９ …（７）
Specifically, when the thickness of the steel sheet is t (mm), the tensile strength of the steel sheet is TS (MPa), and the average Si content in the steel sheet is Si (mass%), it is preferable that the average Si concentration ratio (Ss/St) of the steel sheet having an internal oxide layer satisfies formula (7), whereby the effects of the present invention can be obtained more effectively.
{(t+Si+TS/1000)-1.4}/66<Ss/St<{(t+Si+TS/1000)-1.4}/66+0.9 ... (7)
式（７）において上記平均Ｓｉ濃度の比（Ｓs／Ｓt）に下限値を設ける理由としては、次の通りである。溶接熱影響部表層付近の固溶Ｓｉ濃度を大幅に低下させるためには、Ｓｉだけでなく他の合金元素の鋼板表層付近の濃度を大幅に低下させるような鋼板の製造方法が必要となるため、溶接熱影響部の鋼板表層が大幅に軟化する懸念がある。特に鋼板同士の合わせ面における過度な軟化は、溶接部の強度を低下させるため、上記平均Ｓｉ濃度の比（Ｓs／Ｓt）には下限値を設けることが好ましい。The reason for setting a lower limit for the ratio of the average Si concentrations (Ss/St) in formula (7) is as follows. In order to significantly reduce the solid solution Si concentration near the surface layer of the welded heat-affected zone, a manufacturing method for the steel plate that significantly reduces the concentrations of not only Si but also other alloy elements near the steel plate surface layer is required, so there is a concern that the steel plate surface layer of the welded heat-affected zone will soften significantly. In particular, excessive softening at the mating surfaces between the steel plates reduces the strength of the weld, so it is preferable to set a lower limit for the ratio of the average Si concentrations (Ss/St).
また、式（７）において上限値を設ける理由は、上記平均Ｓｉ濃度の比（Ｓs／Ｓt）が過大となる場合には、溶接熱影響部表層の固溶Ｓｉ量が大きいことを意味することから、ＬＭＥ割れを抑制する効果が得られないためである。 The reason for setting an upper limit value in formula (7) is that if the ratio of the above average Si concentrations (Ss/St) becomes excessively large, it means that the amount of dissolved Si in the surface layer of the welded heat-affected zone is large, and therefore the effect of suppressing LME cracking cannot be obtained.
上述のように、一般的に、鋼板の高強度化および高合金成分化に伴って、ＬＭＥ割れは発生しやすい傾向にある。そのため、本発明では、脱炭層を有する鋼板の引張強度は、ＴＳ≧９８０であることが好ましい。この関係を満たす高強度鋼板の場合に、本発明の効果をより一層有効に得ることが出来るからである。As mentioned above, generally, LME cracking tends to occur more easily as the strength and alloy content of steel plate increases. Therefore, in the present invention, it is preferable that the tensile strength of the steel plate having a decarburized layer is TS≧980. This is because the effects of the present invention can be obtained even more effectively in the case of high-strength steel plate that satisfies this relationship.
［内部酸化層を有する鋼板］
本発明では、上述のとおり、重ね合わせる２枚以上の鋼板のうち少なくとも１枚は、鋼板の表層に内部酸化層を有する鋼板である。図４を参照して、鋼板表層に内部酸化層を有する鋼板について説明する。図４には、鋼板表層に内部酸化層を有する鋼板の一例を示す。この内部酸化層を有する鋼板として、例えば、内部酸化層上に亜鉛めっき層を有する亜鉛めっき鋼板や、内部酸化層を最表層に含む脱炭層を有する鋼板が挙げられる。
[Steel sheet having an internal oxidation layer]
In the present invention, as described above, at least one of the two or more steel sheets to be stacked is a steel sheet having an internal oxidation layer on its surface layer. With reference to Fig. 4, a steel sheet having an internal oxidation layer on its surface layer will be described. Fig. 4 shows an example of a steel sheet having an internal oxidation layer on its surface layer. Examples of the steel sheet having an internal oxidation layer include a zinc-plated steel sheet having a zinc plating layer on the internal oxidation layer and a steel sheet having a decarburized layer including an internal oxidation layer in the outermost layer.
本発明に用いた鋼板について、鋼板表層に内部酸化層を付与する方法は特に制限しない。
なお、図４には、一例として、脱炭層、Ｓｉ内部酸化層、亜鉛めっき層および後述のＦｅ系プレめっき層を有する構造の鋼板を示している。
There is no particular limitation on the method for imparting an internal oxide layer to the surface layer of the steel sheet used in the present invention.
FIG. 4 shows, as an example, a steel sheet having a structure including a decarburized layer, an Si internal oxidation layer, a zinc plating layer, and an Fe-based pre-plating layer, which will be described later.
［亜鉛めっき鋼板］
ＬＭＥ割れは、溶融亜鉛が鋼板と接した状態で引張応力が付与されることで生じる現象である。そのため、本発明では、内部酸化層を有する鋼板は亜鉛めっき鋼板であることが好ましい。亜鉛めっき鋼板である場合に、本発明の効果をより一層有効に得ることが出来るからである。特に、鋼板のプレス性や連続打点溶接性も含めて考慮すると、亜鉛めっき鋼板は、合金化溶融亜鉛めっき鋼板（ＧＡ鋼板）、溶融亜鉛めっき鋼板（ＧＩ鋼板）、電気亜鉛めっき鋼板（ＥＧ鋼板）であることがより好ましい。
[Zinc-plated steel sheet]
LME cracking is a phenomenon that occurs when tensile stress is applied to a steel sheet in contact with molten zinc. Therefore, in the present invention, the steel sheet having an internal oxide layer is preferably a galvanized steel sheet. This is because the effect of the present invention can be more effectively obtained when the steel sheet is a galvanized steel sheet. In particular, taking into consideration the pressability and continuous spot weldability of the steel sheet, the galvanized steel sheet is more preferably a galvannealed hot-dip galvanized steel sheet (GA steel sheet), a hot-dip galvanized steel sheet (GI steel sheet), or an electrolytic galvanized steel sheet (EG steel sheet).
図４に示すように、亜鉛めっき鋼板は、亜鉛めっき層の下層に、Ｆｅ系のプレめっき層を有していてもよい。Ｆｅ系のプレめっき層を形成することによって、鋼板表層の固溶Ｓｉ量を低減させることができる。As shown in Figure 4, the zinc-plated steel sheet may have an Fe-based pre-plated layer below the zinc-plated layer. By forming an Fe-based pre-plated layer, the amount of dissolved Si in the surface layer of the steel sheet can be reduced.
［Ｆｅ系プレめっき層］
このプレめっき層は、Ｆｅ系電気めっき層であることが好ましい。Ｆｅ系電気めっき層としては、純Ｆｅの他、Ｆｅ－Ｂ合金、Ｆｅ－Ｃ合金、Ｆｅ－Ｐ合金、Ｆｅ－Ｎ合金、Ｆｅ－Ｏ合金、Ｆｅ－Ｎｉ合金、Ｆｅ－Ｍｎ合金、Ｆｅ－Ｍｏ合金、Ｆｅ－Ｗ合金等の合金めっき層が使用できる。Ｆｅ系電気めっき層の成分組成は特に限定されないが、本発明では、Ｂ、Ｃ、Ｐ、Ｎ、Ｏ、Ｎｉ、Ｍｎ、Ｍｏ、Ｚｎ、Ｗ、Ｐｂ、Ｓｎ、Ｃｒ、Ｖ及びＣｏからなる群から選ばれる１種または２種以上の元素を合計で１０質量％以下含み、残部はＦｅおよび不可避的不純物からなる成分組成とすることが好ましい。Ｆｅ以外の元素の量を合計で１０質量％以下とすることで、電解効率の低下を防ぎ、低コストでＦｅ系電気めっき層を形成することができる。
[Fe-based pre-plated layer]
The pre-plating layer is preferably an Fe-based electroplating layer. In addition to pure Fe, alloy plating layers such as Fe-B alloy, Fe-C alloy, Fe-P alloy, Fe-N alloy, Fe-O alloy, Fe-Ni alloy, Fe-Mn alloy, Fe-Mo alloy, and Fe-W alloy can be used as the Fe-based electroplating layer. The composition of the Fe-based electroplating layer is not particularly limited, but in the present invention, it is preferable that the composition contains one or more elements selected from the group consisting of B, C, P, N, O, Ni, Mn, Mo, Zn, W, Pb, Sn, Cr, V, and Co in a total amount of 10 mass% or less, with the balance being Fe and unavoidable impurities. By making the amount of elements other than
さらにＦｅ系電気めっき層の片面当たりの付着量は、０．５g／ｍ2以上が好ましい。当該付着量は、さらに好ましくは１．０ｇ／ｍ2以上である。Ｆｅ系電気めっき層の片面あたりの付着量の上限は特に限定されないが、コストの観点から、Ｆｅ系電気めっき層の片面あたりの付着量を６０ｇ／ｍ2以下とすることが好ましい。当該付着量は、好ましくは５０ｇ／ｍ2以下とし、より好ましくは４０ｇ／ｍ2以下とし、さらに好ましくは３０ｇ／ｍ2以下とする。 Furthermore, the coating weight of the Fe-based electroplating layer per side is preferably 0.5 g/ m2 or more. The coating weight is more preferably 1.0 g/ m2 or more. There is no particular upper limit to the coating weight of the Fe-based electroplating layer per side, but from the viewpoint of cost, the coating weight of the Fe-based electroplating layer per side is preferably 60 g/ m2 or less. The coating weight is preferably 50 g/ m2 or less, more preferably 40 g/ m2 or less, and even more preferably 30 g/ m2 or less.
なお、Ｆｅ系電気めっき層の厚みは、以下の通り測定する。溶融亜鉛めっき後の合金化した高強度溶融亜鉛めっき鋼板から１０×１５ｍｍサイズのサンプルを採取して樹脂に埋め込み、断面埋め込みサンプルとする。同断面の任意の３か所を走査型電子顕微鏡（Scanning Electron Microscope：SEM）を用いて加速電圧１５ｋＶ、およびＦｅ系電気めっき層の厚みに応じて倍率２０００～１００００倍で観察し、３視野の厚みの平均値に鉄の比重を乗じることによってＦｅ系電気めっき層の片面あたりの付着量に換算する。The thickness of the Fe-based electroplating layer is measured as follows: A 10 x 15 mm sample is taken from the alloyed high-strength hot-dip galvanized steel sheet after hot-dip galvanization and embedded in resin to obtain a cross-section embedded sample. Three random locations on the cross-section are observed using a scanning electron microscope (SEM) at an accelerating voltage of 15 kV and a magnification of 2,000 to 10,000 times depending on the thickness of the Fe-based electroplating layer, and the average thickness of the three fields of view is multiplied by the specific gravity of iron to convert it into the deposition weight of the Fe-based electroplating layer per side.
高強度焼鈍前冷延鋼板の表面にＦｅ系電気めっき処理を施して、焼鈍前Ｆｅ系電気めっき処理鋼板とするのが好ましい。Ｆｅ系電気めっき処理方法は特に限定されない。例えば、Ｆｅ系電気めっき浴としては硫酸浴、塩酸浴あるいは両者の混合などが適用できる。なお、冷間圧延後の高強度焼鈍前冷延鋼板に対して予熱炉等における酸化処理を行なわずに、Ｆｅ系電気めっき処理を施すこともできる。It is preferable to subject the surface of the high-strength pre-annealed cold-rolled steel sheet to an Fe-based electroplating treatment to produce a pre-annealed Fe-based electroplated steel sheet. The Fe-based electroplating method is not particularly limited. For example, a sulfuric acid bath, a hydrochloric acid bath, or a mixture of both can be used as the Fe-based electroplating bath. It is also possible to subject the high-strength pre-annealed cold-rolled steel sheet after cold rolling to an Fe-based electroplating treatment without carrying out an oxidation treatment in a preheating furnace or the like.
通電開始前のＦｅ系電気めっき浴中のＦｅイオン含有量は、Ｆｅ2+として１．０ｍｏｌ／Ｌ以上とすることが好ましい。Ｆｅ系電気めっき浴中のＦｅイオン含有量が、Ｆｅ2+として１．０ｍｏｌ／Ｌ以上であれば、十分なＦｅ付着量を得ることができる。 The Fe ion content in the Fe-based electroplating bath before the start of energization is preferably 1.0 mol/L or more in terms of Fe 2+ . If the Fe ion content in the Fe-based electroplating bath is 1.0 mol/L or more in terms of Fe 2+ , a sufficient Fe deposition amount can be obtained.
このような鋼板を用いることで、本発明の効果をより有効に得ることができる。特に、亜鉛めっき層を形成する前にプレめっきを施し、溶融亜鉛めっき後に合金化処理した合金化溶融亜鉛めっき鋼板である場合はより一層有効である。By using such a steel sheet, the effects of the present invention can be obtained more effectively. In particular, it is even more effective in the case of a galvannealed steel sheet that is pre-plated before forming the zinc plating layer and then alloyed after hot-dip galvanizing.
［脱炭層］
図４に示すように、例えば、脱炭層にＳｉ内部酸化層を内包する鋼板の場合には、鋼板製造において焼鈍時の露点を上昇させることで、鋼板最表層にＳｉの内部酸化層を形成するとともに、それに伴って生じる他の合金元素の挙動も制御する。このような鋼板を用いることで、本発明の効果をより有効に得ることができる。
[Decarburized layer]
As shown in Fig. 4, for example, in the case of a steel sheet containing an Si internal oxidation layer in the decarburized layer, the dew point during annealing in the steel sheet production is increased to form an Si internal oxidation layer in the outermost layer of the steel sheet and to control the behavior of other alloy elements that are generated accordingly. By using such a steel sheet, the effect of the present invention can be obtained more effectively.
上記の「Ｓｉ内部酸化層」とは、具体的には、結晶粒内およびまたは結晶粒界の一部に、Ｓｉ酸化物が形成した領域を指す。The above-mentioned "internal Si oxide layer" specifically refers to an area in which Si oxide is formed within a crystal grain and/or part of a crystal grain boundary.
＜溶接部材の溶接打点＞
図５および図６を用いて、溶接部材における溶接打点について説明する。
図５および図６は、溶接部材の溶接部周辺を示す上面図（部材を上方からみた図）である。
<Welding points of welding materials>
The welding points in the welded member will be described with reference to FIG. 5 and FIG.
5 and 6 are top views (views of the members viewed from above) showing the periphery of a welded portion of a welded member.
図５および図６に示すように、本発明の溶接部材１０は、溶接部の溶接打点中心から鋼板端面までの最短距離（Ｈ1）の平均値が３ｍｍ以上であり、かつ、複数の溶接打点がある場合には、隣り合う溶接打点同士の打点中心間の平均距離（Ｈ2）が６ｍｍ以上であることが好適である。
As shown in Figures 5 and 6, in the welded
ここで、「溶接打点中心から鋼板端面までの最短距離の平均値（Ｈ1）」とは、図５に示すように溶接打点８の中心から最も近い鋼板端面を設定し、その距離を打点毎に測定することで求める。溶接部材中の溶接打点数が５点以上である場合は、適宜選択した５打点の平均値を「最短距離の平均値」とし、溶接部材中の溶接打点数が５点未満の場合は、全打点の平均値を「最短距離の平均値」とする。
Here, the "average value of the shortest distance from the center of the weld point to the steel plate end face (H 1 )" is determined by determining the steel plate end face closest to the center of the
この最短距離の平均値（Ｈ1）が３ｍｍ未満の場合、鋼板端面側におけるナゲット周囲の板－板間の加圧が不十分となり、溶融金属が板-板間から鋼板端面側に飛散しやすくなる。そのため、溶接時の散り発生が顕著となり、ナゲット径がばらつきやすくなることで、溶接部の強度が不安定化する。この最短距離の平均値の上限は規定しない。一般的な形状の溶接ガンで溶接可能とするためには、この最短距離の平均値（Ｈ1）は１０００ｍｍ以下とすることが好ましく、３０ｍｍ以下とすることがより好ましい。 If the average value of this shortest distance (H 1 ) is less than 3 mm, the pressure between the plates around the nugget on the steel plate end side becomes insufficient, and the molten metal is likely to splash from the plate-to-plate gap to the steel plate end side. As a result, splashing during welding becomes more pronounced, and the nugget diameter becomes more likely to vary, which makes the strength of the weld unstable. There is no upper limit for the average value of this shortest distance. In order to make it possible to weld with a welding gun of a general shape, it is preferable that the average value of this shortest distance (H 1 ) is 1000 mm or less, and more preferably 30 mm or less.
また、「隣り合う溶接打点同士の打点中心間の平均距離（Ｈ2）」とは、図６に示すように、隣り合う各打点８の中心間の距離をそれぞれ測定することで求める。この打点中心間の平均距離（Ｈ2）が６ｍｍ未満の場合、溶接時に既溶接点への分流が発生して溶接部の電流密度が低下するため、ナゲット径が縮小し、溶接部の強度が低下しやすくなる。また、既溶接点によって溶接部が拘束され、引張残留応力が増加することでＬＭＥ割れも発生しやすくなる。この打点中心間の平均距離の上限は規定しない。溶接部材の強度および剛性確保の観点からは、この打点中心間の平均距離（Ｈ2）は１００ｍｍ以下とすることが好ましく、６０ｍｍ以下とすることがより好ましい。この打点中心間の平均距離（Ｈ2）は、１０．０ｍｍ以上とすることが好ましい。
In addition, the "average distance (H 2 ) between the centers of adjacent welding points" is obtained by measuring the distance between the centers of
なお、本発明の溶接部材には、溶接打点数が１点だけの場合も含む。この場合には、上述の溶接打点の条件のうち、「溶接部の溶接打点中心から鋼板端面までの最短距離（Ｈ1）の平均値が３ｍｍ以上」であることを満たせばよい。 The welded member of the present invention may have only one weld point. In this case, it is sufficient that the condition for the weld point mentioned above, that is, "the average value of the shortest distance ( H1 ) from the center of the weld point to the end face of the steel sheet in the welded portion is 3 mm or more," is satisfied.
次に、本発明の溶接部材の製造方法の一実施形態について説明する。Next, one embodiment of a method for manufacturing welded components of the present invention will be described.
本発明の溶接部材は、２枚以上の鋼板を重ね合わせて板組とする準備工程と、当該板組を抵抗スポット溶接する溶接工程と、を有する製造工程を経て、製造される。The welded component of the present invention is manufactured through a manufacturing process that includes a preparation process in which two or more steel plates are stacked together to form a plate assembly, and a welding process in which the plate assembly is resistance spot welded.
＜準備工程＞
この工程では、少なくとも１枚の上記内部酸化層を有する鋼板を含む、２枚以上の鋼板を準備し、当該２枚以上の鋼板を重ね合わせて板組とする。図１には、２枚の鋼板を抵抗スポット溶接している一例を示す。図１に示す例の場合、２枚の鋼板１、２を重ね合わせて板組とする。なお、鋼板については、上述しているため説明は省略する。次いで、溶接工程が行われる。
<Preparation process>
In this process, two or more steel plates including at least one steel plate having the above-mentioned internal oxide layer are prepared, and the two or more steel plates are stacked together to form a plate assembly. Fig. 1 shows an example of two steel plates being resistance spot welded together. In the example shown in Fig. 1, two
＜溶接工程＞
溶接工程は、後述する通電工程と電極保持工程とを有する。この溶接工程では、準備工程で準備した板組の接合を行う。この工程では、例えば図１に示すように、板組の下側および上側に配置される一対の溶接電極４、５で該板組を挟持し、一対の溶接電極４、５で加圧しながら所定の溶接条件となるように制御して通電を行う。これにより、鋼板１、２の鋼板合わせ面７となる鋼板間に上述の本発明の溶接部６を形成することによって、鋼板同士を接合できる（図２を参照）。
<Welding process>
The welding process includes a current application process and an electrode holding process, which will be described later. In this welding process, the plate pair prepared in the preparation process is joined. In this process, for example as shown in Fig. 1, the plate pair is clamped between a pair of
なお、内部酸化層を有する鋼板と、内部酸化層を有しない鋼板とを用いて板組とする場合には、内部酸化層を有する面側が鋼板合わせ面となるように重ね合わせる。内部酸化層を有する鋼板が亜鉛めっき層を有する亜鉛めっき鋼板（ＧＩ鋼板、ＧＡ鋼板、ＥＧ鋼板）である場合には、亜鉛めっき層を有する面側が鋼板合わせ面となるように重ね合わせる。なお、溶接電極と接する側の鋼板表面にも、内部酸化層および／または亜鉛めっき層を有していても当然問題はない。When assembling a steel sheet having an internal oxidation layer and a steel sheet not having an internal oxidation layer, the steel sheets are overlapped so that the side having the internal oxidation layer becomes the mating surface. When the steel sheet having an internal oxidation layer is a zinc-plated steel sheet (GI steel sheet, GA steel sheet, EG steel sheet) having a zinc plating layer, the steel sheets are overlapped so that the side having the zinc plating layer becomes the mating surface. Naturally, there is no problem if the steel sheet surface on the side in contact with the welding electrode also has an internal oxidation layer and/or a zinc plating layer.
本発明の抵抗スポット溶接方法で使用可能な溶接装置としては、上下一対の溶接電極を備え、溶接中に加圧力および溶接電流をそれぞれ任意に制御可能な溶接装置を用いることができる。また、直流、交流のいずれの溶接電源にも本発明を適用できる。交流の場合は、「電流」は「実効電流」を意味する。溶接装置の加圧機構（エアシリンダやサーボモータ等）、形式（定置式、ロボットガン等）、電極形状等はとくに限定されない。電極先端の形式としては、例えば、ＪＩＳ Ｃ ９３０４：１９９９に記載されるＤＲ形（ドームラジアス形）、Ｒ径（ラジアス形）、Ｄ形（ドーム形）等が挙げられる。また、電極の先端径は、例えば４ｍｍ～１６ｍｍである。 A welding device that can be used with the resistance spot welding method of the present invention is equipped with a pair of upper and lower welding electrodes, and can arbitrarily control the pressure and welding current during welding. The present invention can be applied to both DC and AC welding power sources. In the case of AC, "current" means "effective current." There are no particular limitations on the pressure mechanism (air cylinder, servo motor, etc.), type (fixed type, robot gun, etc.) and electrode shape of the welding device. Examples of the electrode tip type include DR type (dome radius type), R diameter (radius type), D type (dome type), etc. described in JIS C 9304:1999. The tip diameter of the electrode is, for example, 4 mm to 16 mm.
続いて、本発明の溶接工程の溶接条件について説明する。 Next, the welding conditions for the welding process of the present invention will be explained.
溶接工程では、板組を一対の溶接電極で挟持し、加圧しながら通電して接合を行う際に、少なくとも１箇所の溶接打点については、溶接電極による加圧を行う直前に、以下に示す（ａ）～（ｅ）の１つまたは２つ以上の状態を満たし、かつ、通電は、加圧力：２．０～１０．０ｋＮ、溶接電流：４．０～１５．０ｋＡ、通電時間：０．１～２．０Ｓで行う通電工程と、通電終了後の加圧力保持時間をＴｈ（Ｓ）としたとき、Ｔｈが式（８）の関係を満たす電極保持工程と、を有する。In the welding process, the plate assembly is clamped between a pair of welding electrodes and joined by passing current while applying pressure. For at least one welding point, immediately before applying pressure with the welding electrodes, one or more of the conditions (a) to (e) below are satisfied, and the current is passed with a pressure of 2.0 to 10.0 kN, a welding current of 4.0 to 15.0 kA, and a current pass time of 0.1 to 2.0 S; and an electrode holding process in which the time for holding the pressure after the current pass is terminated is defined as Th (S), where Th satisfies the relationship of formula (8).
［通電工程］
［加圧力、溶接電流、通電時間］
加圧力が２．０ｋＮ未満では、鋼板間の加圧が不十分となり、散りが発生しやすいため、ＬＭＥ割れ発生しやすくなる。一方、加圧力が１０．０ｋＮ超えでは、高加圧仕様の特殊な溶接ガンが必要で、設備制約が大きい。それだけでなく、溶接部の減厚も顕著となるため、ＬＭＥ割れが発生したり、継手強度が低下したりする。加圧力は、好ましくは３．０ｋＮ以上とし、好ましくは７．０ｋＮ以下とする。
[Electrical application process]
[Welding pressure, welding current, welding time]
If the pressure is less than 2.0 kN, the pressure between the steel sheets is insufficient, and the steel sheets are likely to be splashed, which makes LME cracking more likely to occur. On the other hand, if the pressure exceeds 10.0 kN, a special welding gun with high pressure specifications is required, which imposes significant equipment restrictions. In addition, the thickness of the weld is significantly reduced, which causes LME cracking and reduces the joint strength. The pressure is preferably 3.0 kN or more and preferably 7.0 kN or less.
溶接電流が４．０ｋＡ未満では、入熱が不足し、ナゲット径が確保できない。一方、溶接電流が１５．０ｋＡ超えでは、入熱が過大で散りが発生しやすいため、ＬＭＥ割れが発生しやすくなる。溶接電流は、好ましくは５．０ｋＡ以上とし、好ましくは１２．０ｋＡ以下とする。If the welding current is less than 4.0 kA, the heat input is insufficient and the nugget diameter cannot be secured. On the other hand, if the welding current is more than 15.0 kA, the heat input is too large and splashing is likely to occur, which makes LME cracking more likely to occur. The welding current is preferably 5.0 kA or more and preferably 12.0 kA or less.
通電時間が０．１Ｓ未満では、溶接熱影響部の合金元素の拡散が不十分となり、溶接熱影響部の固溶Ｓｉ層と併せて形成する脱炭層の厚さが、母材とほとんど変化しない場合がある。この際、粗大なフェライト中心の組織が溶接熱影響部表層に形成する。その結果、引張荷重が付与された際にこの表層組織が容易にネッキングを引き起こすため、ＴＳＳが低下してしまう。一方、通電時間が２．０Ｓ超えでは、自動車組み立て工程のタクトタイムが長くなり、生産性が低下する。通電時間は、好ましくは０．１２Ｓ以上とし、好ましくは１．５Ｓ以下とする。If the current flow time is less than 0.1 S, the diffusion of alloy elements in the welded heat-affected zone is insufficient, and the thickness of the decarburized layer formed together with the solid-solution Si layer in the welded heat-affected zone may not change much from the base material. In this case, a coarse ferrite-based structure is formed in the surface layer of the welded heat-affected zone. As a result, this surface layer structure easily causes necking when a tensile load is applied, resulting in a decrease in TSS. On the other hand, if the current flow time exceeds 2.0 S, the tact time of the automobile assembly process becomes longer and productivity decreases. The current flow time is preferably 0.12 S or more, and preferably 1.5 S or less.
なお、抵抗スポット溶接は、加圧力や電流値を多段階としたり、通電と無通電を組合わせた特定のパターンとして、行なっても良い。例えば、通電中の加圧力を多段階とする場合、通電中の加圧力の最小値を２．０ｋＮ以上とし、加圧力の最大値を１０．０ｋＮ以下とする。通電中の電流値を多段階とする場合、無通電期間を除いた通電中の電流値の最小値を４．０ｋＡ以上とし、電流値の最大値を１５．０ｋＡ以下とする。また、無通電期間を除いた通電時間の総和を、０．１Ｓ以上、２．０Ｓ以下とする。Resistance spot welding may be performed in a specific pattern with multiple stages of pressure and current, or with a combination of current and no current. For example, if the pressure during current is multistaged, the minimum pressure during current is 2.0 kN or more, and the maximum pressure is 10.0 kN or less. If the current during current is multistaged, the minimum current during current excluding periods of no current is 4.0 kA or more, and the maximum current is 15.0 kA or less. The total current time excluding periods of no current is 0.1 S or more and 2.0 S or less.
［溶接施工外乱］
本発明では、上記条件に加えて、溶接部材の製造時に、少なくとも１箇所の溶接打点については、溶接電極による加圧を行う直前に、以下の（ａ）～（ｅ）の１つまたは２つ以上の状態を満たす場合、本発明の効果をより有効に得ることができる。
（ａ）溶接電極と重ね合わせた鋼板との打角が０．２度以上である状態
（ｂ）一対の溶接電極の芯ずれ量が０．１ｍｍ以上である状態
（ｃ）いずれかの溶接電極と重ね合わせた鋼板との間に隙間が０．５ｍｍ以上ある状態
（ｄ）重ね合わせた鋼板のうち、少なくとも１組以上の鋼板間に隙間が０．５ｍｍ以上ある状態
（ｅ）溶接打点の中心から重ね合わせた鋼板における鋼板端面までの最短距離が１０ｍｍ以下である状態
これらの溶接施工外乱は、いずれも電極解放時における溶接部の温度および／または引張応力を、局所的に上昇させるため、ＬＭＥ割れが発生しやすい状態となる。しかし、本発明の溶接部の表層制御を行うことで、これらの溶接施工外乱がある状態であってもＬＭＥ割れを抑制することができ、溶接部材製造時の施工外乱管理の裕度が向上する。以下、各施工外乱の詳細について説明する。
[Welding construction disturbance]
In the present invention, in addition to the above conditions, the effects of the present invention can be more effectively obtained if, during the manufacture of a welded component, for at least one welding point, one or more of the following conditions (a) to (e) are satisfied immediately before pressure is applied by the welding electrode:
(a) A state in which the impact angle between the welding electrode and the overlapped steel sheets is 0.2 degrees or more; (b) A state in which the misalignment amount of the pair of welding electrodes is 0.1 mm or more; (c) A state in which a gap of 0.5 mm or more exists between any of the welding electrodes and the overlapped steel sheets; (d) A state in which a gap of 0.5 mm or more exists between at least one pair of overlapped steel sheets; (e) A state in which the shortest distance from the center of the welding point to the end face of the overlapped steel sheets is 10 mm or less. All of these welding disturbances locally increase the temperature and/or tensile stress of the welded part when the electrodes are released, making it easy for LME cracks to occur. However, by performing the surface layer control of the welded part according to the present invention, LME cracks can be suppressed even in the presence of these welding disturbances, and the margin of tolerance for the management of the welding disturbances during the manufacture of welded members is improved. Details of each welding disturbance are described below.
（ａ）溶接電極と重ね合わせた鋼板との打角が０．２度以上である状態
打角とは、鋼板に対して電極が傾く角度、すなわち、「電極加圧力方向と鋼板板厚方向との成す角度」を意味する。打角が大きいと、溶接部に曲げ応力が加わり、局所的に大きな圧縮塑性変形が生じることで、電極解放後の引張応力が増加し、ＬＭＥ割れが発生しやすくなる。打角は０．２度以上の場合に、本発明の効果を有効に得ることができる。打角が過大の場合はナゲット形成が不安定となり、散り発生の原因となるため、打角は１０度以下とすることが好適である。打角は、さらに好ましくは１度以上とし、さらに好ましくは８度以下とする。
(a) A state in which the impact angle between the welding electrode and the overlapping steel plate is 0.2 degrees or more The impact angle means the angle at which the electrode is inclined with respect to the steel plate, that is, the angle between the electrode pressure direction and the thickness direction of the steel plate. If the impact angle is large, bending stress is applied to the welded portion, and large compressive plastic deformation occurs locally, which increases the tensile stress after the electrode is released, making it easier for LME cracks to occur. When the impact angle is 0.2 degrees or more, the effect of the present invention can be effectively obtained. If the impact angle is excessively large, the nugget formation becomes unstable and causes splashing, so it is preferable that the impact angle be 10 degrees or less. The impact angle is more preferably 1 degree or more, and more preferably 8 degrees or less.
（ｂ）一対の溶接電極の芯ずれ量が０．１ｍｍ以上である状態
芯ずれとは、一対の溶接電極の中心軸が揃っていない状態を意味する。上述した打角と同様、芯ずれが大きいと、溶接部に曲げ応力が加わることで、ＬＭＥ割れが発生しやすくなる。芯ずれ量が０．１ｍｍ以上の場合に、本発明の効果を有効に得ることができる。芯ずれ量が過大の場合はナゲット形成が不安定となり、散り発生の原因となるため、芯ずれ量は５ｍｍ以下とすることが好適である。芯ずれ量は、さらに好ましくは０．２ｍｍ以上とし、さらに好ましくは３ｍｍ以下とする。
(b) A state in which the misalignment amount of the pair of welding electrodes is 0.1 mm or more Misalignment means a state in which the central axes of the pair of welding electrodes are not aligned. As with the impact angle described above, if the misalignment is large, bending stress is applied to the welded portion, making LME cracking more likely to occur. When the misalignment amount is 0.1 mm or more, the effect of the present invention can be effectively obtained. If the misalignment amount is excessive, the nugget formation becomes unstable and causes expulsion, so it is preferable that the misalignment amount is 5 mm or less. The misalignment amount is more preferably 0.2 mm or more, and even more preferably 3 mm or less.
（ｃ）いずれかの溶接電極と重ね合わせた鋼板との間に隙間が０．５ｍｍ以上ある状態
加圧開始直前にいずれかの電極と鋼板との間に隙間がある状態では、例えば片方の電極が可動（以下、可動側電極）、もう片方の電極が固定（以下、固定側電極）としたとき、固定側電極と鋼板との間に隙間がある状態では、可動側電極による加圧が開始される。その結果、鋼板に曲げ変形が生じるため、溶接部に曲げ応力が加わることで、ＬＭＥ割れが発生しやすくなる。この隙間量が０．５ｍｍ以上の場合に、本発明の効果を有効に得ることができる。この隙間量が過大の場合はナゲット形成が不安定となり、散り発生の原因となるため、この隙間量は５ｍｍ以下とすることが好適である。隙間量は、さらに好ましくは１ｍｍ以上とし、さらに好ましくは３ｍｍ以下とする。
(c) A state in which a gap of 0.5 mm or more exists between any of the welding electrodes and the overlapped steel sheet When there is a gap between any of the electrodes and the steel sheet immediately before the start of pressure application, for example, when one electrode is movable (hereinafter, movable electrode) and the other electrode is fixed (hereinafter, fixed electrode), pressure application by the movable electrode is started in a state in which there is a gap between the fixed electrode and the steel sheet. As a result, bending deformation occurs in the steel sheet, and bending stress is applied to the welded portion, which makes LME cracking more likely to occur. When the gap amount is 0.5 mm or more, the effect of the present invention can be effectively obtained. When the gap amount is excessive, the nugget formation becomes unstable and causes splashing, so the gap amount is preferably 5 mm or less. The gap amount is more preferably 1 mm or more, and more preferably 3 mm or less.
（ｄ）重ね合わせた鋼板のうち、少なくとも１組以上の鋼板間に隙間が０．５ｍｍ以上ある状態
上述の（ｃ）と同様、加圧開始直前にいずれかの鋼板間に隙間がある状態では、鋼板が曲げ変形が生じるため、溶接部に曲げ応力が加わることで、ＬＭＥ割れが発生しやすくなる。この隙間量が０．５ｍｍ以上の場合に、本発明の効果を有効に得ることができる。この隙間量が過大の場合はナゲット形成が不安定となり、散り発生の原因となるため、この隙間量は４ｍｍ以下とすることが好適である。隙間量は、さらに好ましくは１ｍｍ以上とし、さらに好ましくは３ｍｍ以下とする。なお、上記の「１組以上の鋼板間の隙間」とは、重ね合わせた２枚以上の鋼板において、上下方向に配置された２枚の鋼板を１組とするとき、１組以上の鋼板間に隙間あることを意味する。
(d) A state in which there is a gap of 0.5 mm or more between at least one pair of overlapping steel plates As in the above (c), when there is a gap between any of the steel plates immediately before the start of pressurization, the steel plates undergo bending deformation, and bending stress is applied to the welded portion, making LME cracking more likely to occur. When the gap amount is 0.5 mm or more, the effect of the present invention can be effectively obtained. If the gap amount is excessive, the nugget formation becomes unstable and causes splashing, so it is preferable to set the gap amount to 4 mm or less. The gap amount is more preferably 1 mm or more, and more preferably 3 mm or less. The above "gap between one or more pairs of steel plates" means that when two steel plates arranged in the vertical direction are considered as one pair in two or more overlapping steel plates, there is a gap between one or more pairs of steel plates.
（ｅ）溶接打点の中心から重ね合わせた鋼板における鋼板端面までの最短距離が１０ｍｍ以下である状態
溶接打点の中心から鋼板端面までの最短距離が短いと、鋼板端面では溶接部からの熱伝導が阻害されるので、溶接部の冷却速度が低下する。そのため、電極解放時の温度が増加することで、ＬＭＥ割れが発生しやすくなる。溶接打点の中心から鋼板端面までの最短距離が１０ｍｍ以下の場合に、本発明の効果を有効に得ることができる。また、上述したとおり、この最短距離が３ｍｍ未満の場合、溶接時の散り発生が顕著となり、ナゲット径がばらつきやすくなることで、溶接部の強度が不安定化する。そのため、この最短距離は３ｍｍ以上とするのが好適である。この最短距離は、好ましくは４ｍｍ以上とし、さらに好ましくは８ｍｍ以下とする。
(e) The shortest distance from the center of the welding point to the end surface of the steel plate of the overlapped steel plate is 10 mm or less. If the shortest distance from the center of the welding point to the end surface of the steel plate is short, the heat conduction from the welded portion is hindered at the end surface of the steel plate, so the cooling rate of the welded portion decreases. Therefore, the temperature at the time of electrode release increases, and LME cracking is likely to occur. When the shortest distance from the center of the welding point to the end surface of the steel plate is 10 mm or less, the effect of the present invention can be effectively obtained. Also, as described above, when this shortest distance is less than 3 mm, the occurrence of splashing during welding becomes significant, and the nugget diameter is likely to vary, which makes the strength of the welded portion unstable. Therefore, it is preferable that this shortest distance is 3 mm or more. This shortest distance is preferably 4 mm or more, and more preferably 8 mm or less.
［電極保持工程］
電極保持工程とは、通電完了後に一定加圧力で溶接電極を保持することで、ブローホールの発生抑止を目的とする工程である。
[Electrode retention process]
The electrode holding process is a process for preventing the occurrence of blowholes by holding the welding electrode with a constant pressure after the completion of energization.
電極保持工程は、電極解放時の温度制御の観点から、通電終了後の加圧力保持時間をＴｈ（Ｓ）としたとき、加圧力保持時間（Ｔｈ）が以下の式（８）の関係を満たす。これにより、本発明の効果を有効に得られる。
｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／１３２＜Ｔｈ＜［－｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６］＋１．１ …（８）
ここで、式（８）におけるｔは上記内部酸化層を有する鋼板の板厚であり、ＴＳは上記内部酸化層を有する鋼板の引張強度であり、Ｓｉは上記内部酸化層を有する鋼板中の平均Ｓｉ含有量である。
In the electrode holding step, from the viewpoint of temperature control when the electrodes are released, the pressure holding time (Th) after the end of current application satisfies the relationship of the following formula (8), where Th(S) is the pressure holding time, whereby the effects of the present invention can be effectively obtained.
{(t+Si+TS/1000)-1.4}/132<Th<[-{(t+Si+TS/1000)-1.4}/66]+1.1 ... (8)
Here, in formula (8), t is the plate thickness of the steel plate having the internal oxidation layer, TS is the tensile strength of the steel plate having the internal oxidation layer, and Si is the average Si content in the steel plate having the internal oxidation layer.
なお、より適切に温度制御する観点から、この条件式（（式）８）に加えて、以下の式（９）を満たすことが、より好ましい。
０＜Ｔｈ …（９）
From the viewpoint of more appropriate temperature control, it is more preferable to satisfy the following formula (9) in addition to this conditional formula (formula 8).
0<Th ... (9)
加圧力保持時間（Ｔｈ）が過小であると、電極解放時の温度が増加してＬＭＥ割れが発生しやすくなる。一方、加圧力保持時間（Ｔｈ）が過大であると、溶接１打点あたりのタクトタイムが増加することで生産性が低下する。これとともに、溶接部の冷却速度が増加することで溶接部の組織が脆くなるため、継手強度が低下したり、溶接部の遅れ破壊が発生しやすくなったりする。特に、鋼板の板厚、Ｓｉ含有量、引張強度が大きいほど、ＬＭＥや遅れ破壊に対する感受性が大きくなるため、加圧力保持時間（Ｔｈ）の上下限を満たす範囲は狭くなる。If the pressure holding time (Th) is too small, the temperature at the time the electrode is released increases, making LME cracking more likely to occur. On the other hand, if the pressure holding time (Th) is too large, the tact time per welding point increases, reducing productivity. At the same time, the cooling rate of the weld increases, making the weld structure brittle, reducing joint strength and making the weld more susceptible to delayed fracture. In particular, the greater the thickness, Si content, and tensile strength of the steel plate, the greater the susceptibility to LME and delayed fracture, so the range in which the pressure holding time (Th) meets the upper and lower limits becomes narrower.
このような理由から、加圧力保持時間は、式（８）を満足する時間とする。式（８）の上限は、好ましくは［－｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６］＋０．９以下とする。式（８）の下限は、好ましくは｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／１１０ 以上とする。For these reasons, the pressure holding time is set to a time that satisfies formula (8). The upper limit of formula (8) is preferably set to [-{(t+Si+TS/1000)-1.4}/66]+0.9 or less. The lower limit of formula (8) is preferably set to {(t+Si+TS/1000)-1.4}/110 or more.
なお、上記理由から、さらに式（９）を満足することがより好ましい。式（９）の下限は、好ましくは０．０２以上とし、より好ましくは０．１以上とする。式（９）の上限は、好ましくは１．０以下とし、より好ましくは０．８以下とする。For the above reasons, it is more preferable to further satisfy formula (9). The lower limit of formula (9) is preferably 0.02 or more, and more preferably 0.1 or more. The upper limit of formula (9) is preferably 1.0 or less, and more preferably 0.8 or less.
以下、本発明の作用および効果について、実施例を用いて説明する。なお、本発明は以下の実施例に限定されない。The action and effect of the present invention will be explained below using examples. Note that the present invention is not limited to the following examples.
表１に示す板組を用いて、表２、３に示す溶接条件で溶接継手（溶接部材）を作製した。なお、板組は、表１に示す鋼板１、鋼板２、鋼板３の順に、上側から配置して重ね合わせた。表３の「加圧直前の状態」欄に示す符号は、上述の溶接施工外乱に示した（ａ）～（ｅ）に対応するものとした。また、溶接装置には、溶接ガンに取付けられたサーボモータ加圧式で単相交流（５０Ｈｚ）の抵抗溶接機を用いた。使用した一対の電極チップは、先端の曲率半径Ｒ４０ｍｍ、先端径６ｍｍを有するクロム銅のＤＲ型電極とした。
Using the plate combination shown in Table 1, welded joints (welded members) were produced under the welding conditions shown in Tables 2 and 3. The plate combination was arranged from the top in the order of
また、表１の「引張強度」欄には、各鋼板から圧延方向にＪＩＳ ５号引張試験片を採取し、ＪＩＳ Ｚ ２２４１に準拠して引張試験を行い測定した引張強度（ＭＰａ）を示す。 In addition, the "Tensile strength" column in Table 1 shows the tensile strength (MPa) measured by taking JIS No. 5 tensile test pieces in the rolling direction from each steel plate and conducting tensile tests in accordance with JIS Z 2241.
以下に示す方法で、溶接継手のＴＳＳおよびＬＭＥ割れの有無を評価した。また、以下の方法で、溶接継手における厚さ（ｔall、ｔweld）、脱炭層における単位面積あたりの酸素量（Ｏs）、Ｓｉを含有する酸化物の密度（Ｎs）、および平均Ｓｉ濃度（Ｓｓ、Ｓt）を測定した。 The presence or absence of TSS and LME cracks in the welded joints was evaluated by the following methods. In addition, the thickness (t all , t weld ) of the welded joints, the amount of oxygen per unit area in the decarburized layer (Os), the density of oxides containing Si (Ns), and the average Si concentration (Ss, St) were measured by the following methods.
［各厚さの測定］
作製した溶接継手は、溶接部中心を通るようにマイクロカッターで切断し、板厚方向断面を観察した。板組の総板厚（ｔall）は、溶接前の鋼板の板厚を測定し、その総和を総板厚として求めた。また、溶接部の最小厚さ（ｔweld）は、１００μｍ間隔で、ナゲットの板幅方向の領域内における板厚方向の大きさを測定し、その最小値を「最小厚さ」とした（図２を参照）。得られた各値を用いて、「ｔweld／ｔall」の値を求めた。
[Measurement of each thickness]
The prepared welded joint was cut with a microcutter so as to pass through the center of the weld, and the cross section in the plate thickness direction was observed. The total plate thickness (t all ) of the plate assembly was obtained by measuring the plate thickness of the steel plate before welding and calculating the sum of the measured values. The minimum thickness (t weld ) of the weld was determined by measuring the size in the plate thickness direction in the region in the plate width direction of the nugget at intervals of 100 μm, and the minimum value was determined as the "minimum thickness" (see FIG. 2). Using each of the obtained values, the value of "t weld /t all " was obtained.
［内部酸化層の単位面積あたりの酸素量］
表１に示す板組は、少なくとも１枚の鋼板が鋼板表層に内部酸化層を有する。ここでは、鋼板片面（すなわち鋼板合わせ面側の内部酸化層）における単位面積当たりの酸素量（Ｏs）（ｇ／ｍ2）を、次の方法で求めた。
[Amount of oxygen per unit area of internal oxide layer]
At least one steel sheet in the sheet combination shown in Table 1 has an internal oxide layer on the surface layer of the steel sheet. Here, the amount of oxygen (Os) (g/ m2 ) per unit area on one side of the steel sheet (i.e., the internal oxide layer on the mating surface side of the steel sheets) was determined by the following method.
溶接に用いる鋼板と同鋼種を用意し、亜鉛めっきを有さない鋼板については鋼板表層の外部酸化物を除去するため、５ｍａｓｓ％ＨＣｌ中で酸洗処理を、亜鉛めっきを有する鋼板についてはトリエタノールアミン含有２０ｍａｓｓ％ＮａＯＨ水溶液中で亜鉛めっき層の溶解処理を実施した。その後、融解赤外線吸収法で鋼板片面の単位面積あたりの酸素量としてＯsを計測した。
なお、表２の「評価鋼板」欄に記載した鋼板のＯsを、代表値として表２に記載した。
The same steel type as the steel plate used for welding was prepared, and the steel plate without zinc plating was pickled in 5 mass% HCl to remove the outer oxide on the surface of the steel plate, and the steel plate with zinc plating was dissolved in a 20 mass% NaOH aqueous solution containing triethanolamine. Then, Os was measured as the amount of oxygen per unit area on one side of the steel plate by fusion infrared absorption method.
The Os of the steel sheets shown in the "Evaluated Steel Sheets" column of Table 2 is shown in Table 2 as a representative value.
［酸化物の密度（Ｎs）および平均Ｓｉ濃度（Ｓｓ、Ｓt）］
電子プローブマイクロアナライザー（ＥＰＭＡ）によって、各継手のＮs、Ｓs、Ｓtを測定した。具体的には、Ｎｓについては、コロナボンド端部における鋼板合わせ面上の位置を始点（図２中の点Ａ）とし、当該始点を中心として鋼板合わせ面と平行方向に±５０μｍまでの範囲および当該始点から板厚方向に１０μｍまでの範囲で囲まれた第１領域内における、Ｓｉを含有する酸化物の個数を、ＥＰＭＡによるＳｉおよびＯのマッピング画像から計測した。得られた個数を面積（１００×１０＝１０００（μｍ２））で除することでＮｓを求めた。ここで、ＳｉおよびＯともに周辺に対して濃化した領域を、Ｓｉを含有する酸化物と定義した。
[Oxide density (Ns) and average Si concentration (Ss, St)]
The Ns, Ss, and St of each joint were measured by an electron probe microanalyzer (EPMA). Specifically, for Ns, the position on the steel sheet mating surface at the corona bond end was set as the starting point (point A in FIG. 2), and the number of oxides containing Si in a first region surrounded by a range of ±50 μm in the direction parallel to the steel sheet mating surface and a range of 10 μm in the sheet thickness direction from the starting point was measured from a mapping image of Si and O by EPMA. Ns was calculated by dividing the obtained number by the area (100×10=1000 (μm 2 )). Here, the region where both Si and O were concentrated relative to the surroundings was defined as an oxide containing Si.
Ｓｓについては、上記始点を中心として鋼板合わせ面と平行方向に±５０μｍまでの範囲および当該始点から板厚方向に５μｍまでの範囲で囲まれた第２領域内における、Ｓｉ酸化物を含まない任意の５点のＳｉ濃度をＥＰＭＡの点分析で求めた。その平均値をＳｓとした。 Regarding Ss, the Si concentration of five arbitrary points that did not contain Si oxides in the second region surrounded by the range of ±50 μm from the starting point in the direction parallel to the steel sheet mating surface and the range of 5 μm from the starting point in the sheet thickness direction was determined by point analysis using EPMA. The average value was taken as Ss.
Ｓｔについては、上記始点から板厚方向に板厚の１／４の厚さだけ離れた位置を中心とした１００μｍ四方の第３領域内における、Ｓｉ酸化物を含まない任意の５点のＳｉ濃度をＥＰＭＡの点分析で求め、その平均値をＳｔとした。
Regarding St, the Si concentration of any five points that did not contain Si oxide within a third region of 100 μm square centered at a
得られた各値を用いて、各溶接継手における「Ｓs／Ｓt」の値を求めた。ここでは、表２の「評価鋼板」欄に記載した鋼板での各値を、代表値として表２に記載した。The obtained values were used to determine the "Ss/St" value for each welded joint. Here, the values for the steel plates listed in the "Evaluated Steel Plates" column in Table 2 are listed in Table 2 as representative values.
［ＴＳＳの評価］
引張せん断強度（ＴＳＳ）の評価は、引張せん断試験方法（ＪＩＳ Ｚ３１３６）に基づき評価した。引張せん断試験には、表１に示す各鋼板から、せん断引張試験片を切り出し、表１に示す板組および表３に示す溶接条件で抵抗スポット溶接を施して作製した溶接継手（試験片）を用いた。
[TSS Evaluation]
The tensile shear strength (TSS) was evaluated based on the tensile shear test method (JIS Z3136). For the tensile shear test, a shear tensile test piece was cut out from each steel plate shown in Table 1, and a welded joint (test piece) was prepared by performing resistance spot welding under the plate combination and welding conditions shown in Table 1 and Table 3.
また、得られた各試験片（本発明の溶接方法で作製された溶接継手）と比較するために、溶接部の表面性状を制御していない比較用継手（すなわち、得られる溶接継手の平均Ｓｉ濃度の比がＳs／Ｓt≒１．０となる溶接継手）も作製した。比較用継手も、同様の引張せん断試験方法に基づき、ＴＳＳを評価した。In addition, to compare with each of the obtained test pieces (welded joints produced by the welding method of the present invention), comparative joints in which the surface properties of the welds were not controlled (i.e., welded joints in which the average Si concentration ratio of the obtained welded joint was Ss/St ≒ 1.0) were also produced. The TSS of the comparative joints was also evaluated based on the same tensile shear test method.
ＴＳＳ評価時の試験片形状はＪＩＳ Ｚ３１３６に準拠したが、３枚重ねの板組（表１の板組Ｎｏ．Ｈ）においては、図７に示すように、鋼板２－鋼板３間に引張負荷を与える評価を実施した。
The test specimen shape for the TSS evaluation conformed to JIS Z3136, but for the three-ply plate assembly (plate assembly No. H in Table 1), an evaluation was performed by applying a tensile load between
なお、ＴＳＳを評価する溶接継手の作製においては、溶接打点は１点のみとし、表２および３に示す打角・板間隙などの溶接施工外乱は設けなかった。 In preparing the welded joints to evaluate the TSS, only one welding point was used, and no welding disturbances such as the welding angle and plate gaps shown in Tables 2 and 3 were applied.
そして、以下の基準でＴＳＳを評価した。
＜評価基準＞
Ａ：(本発明の溶接方法で作製された溶接継手のＴＳＳ)／(比較用継手のＴＳＳ)≧０．９
Ｂ：０．９＞(本発明の溶接方法で作製された溶接継手のＴＳＳ)／(比較用継手のＴＳＳ)≧０．８
Ｆ：０．８＞(本発明の溶接方法で作製された溶接継手のＴＳＳ)／(比較用継手のＴＳＳ)
ここでは、評価結果がＡ、Ｂの場合に、合格（優れたせん断引張強度を有する）と評価した。
The TSS was evaluated according to the following criteria:
<Evaluation criteria>
A: (TSS of welded joint produced by the welding method of the present invention)/(TSS of comparative joint)≧0.9
B: 0.9>(TSS of welded joint produced by the welding method of the present invention)/(TSS of comparative joint)≧0.8
F: 0.8>(TSS of welded joint produced by the welding method of the present invention)/(TSS of comparative joint)
Here, the evaluation results A and B were evaluated as passing (having excellent shear tensile strength).
［ＬＭＥ割れの評価］
上述した（ａ）～（ｅ）の溶接施工外乱のうち、１つまたは２つ以上を有する状態で溶接を行い、得られた溶接継手の溶接部中央を通るようにマイクロカッターで切断した後、溶接部の板厚方向の断面観察を行った。その観察結果から、以下の基準でＬＭＥ割れの有無を評価した。具体的には、表３に示す各溶接条件でそれぞれ１０体の溶接継手を作製し、鋼板間の合わせ面側で断面観察を行い、ＬＭＥ割れを確認した。なお、表２の「評価鋼板」欄に記載の鋼板の溶接部において、鋼板間の合わせ面側での断面観察を行い、評価した。
＜評価基準＞
Ａ：１０体すべて割れ無し
Ｂ：割れ発生した溶接継手が２体以下、かつ割れ深さの最大値が１００μｍ未満
Ｆ：割れ発生した溶接継手が３体以上、または割れ深さの最大値が１００μｍ以上
ここでは、評価結果がＡおよびＢの場合に、合格と評価した。
[Evaluation of LME Breakdown]
Welding was performed in a state where one or more of the above-mentioned welding disturbances (a) to (e) were present, and the welded joint obtained was cut with a microcutter so as to pass through the center of the weld, and then a cross-sectional observation in the plate thickness direction of the weld was performed. From the observation results, the presence or absence of LME cracking was evaluated according to the following criteria. Specifically, ten welded joints were prepared under each of the welding conditions shown in Table 3, and cross-sectional observation was performed on the mating surface side between the steel plates to confirm LME cracking. In addition, cross-sectional observation was performed on the mating surface side between the steel plates in the welded parts of the steel plates listed in the "Evaluated Steel Plate" column of Table 2, and evaluation was performed.
<Evaluation criteria>
A: No cracks in any of the 10 pieces. B: Cracks occurred in 2 or less welded joints, and the maximum crack depth was less than 100 μm. F: Cracks occurred in 3 or more welded joints, or the maximum crack depth was 100 μm or more. Here, cases where the evaluation results were A or B were considered to be pass.
得られた各値および評価結果を、表２および表３にそれぞれ示した。The obtained values and evaluation results are shown in Tables 2 and 3, respectively.
表３から明らかなように、発明例となる溶接継手（溶接部材）の評価結果は、すべてＡまたはＢであった。本発明によれば、溶接部の強度の確保と、ＬＭＥ割れの抑止とを両立をできることがわかった。As is clear from Table 3, the evaluation results for the welded joints (welded components) of the examples of the invention were all A or B. It was found that the present invention can ensure the strength of the weld and prevent LME cracking at the same time.
１、２、３ 鋼板
４、５ 溶接電極
６ 溶接部
６ａ ナゲット
６ｂ 溶接熱影響部
７ 鋼板合わせ面
８ 溶接打点
９ａ 第１領域
９ｂ 第２領域
９ｃ 第３領域
１０ 溶接部材
Claims (15)
前記板組の総板厚をｔall（ｍｍ）、前記抵抗スポット溶接部の最小厚さをｔweld（ｍｍ）としたとき、ｔall（ｍｍ）およびｔweld（ｍｍ）が式（１）を満たし、
前記２枚以上の鋼板のうち少なくとも１枚は、鋼板表層に内部酸化層を有する鋼板であり、
前記内部酸化層を有する鋼板側の母材部では、
鋼板合わせ面側の前記内部酸化層における単位面積あたりの酸素量をＯs（ｇ／ｍ2）としたとき、Ｏsが式（２）を満たし、
前記内部酸化層を有する鋼板側の溶接熱影響部では、
コロナボンド端部における鋼板合わせ面上の位置を始点とし、前記始点を中心として鋼板合わせ面と平行方向に±５０μｍまでの範囲および前記始点から板厚方向に１０μｍまでの範囲で囲まれた第１領域内における、Ｓｉを含有する酸化物の密度をＮs（個／μｍ2）としたとき、Ｎsが式（３）を満たし、
かつ、前記始点を中心として鋼板合わせ面と平行方向に±５０μｍまでの範囲および前記始点から板厚方向に５μｍまでの範囲で囲まれた第２領域内における、平均Ｓｉ濃度をＳs（質量％）とし、前記始点から板厚方向に板厚の１／４の厚さだけ離れた位置を中心とした１００μｍ四方の第３領域内における、平均Ｓｉ濃度をＳt（質量％）としたとき、ＳsおよびＳtが式（４）を満たす、溶接部材。
０．５＜ｔweld／ｔall＜１．０ …（１）
０．０２＜Ｏs＜１．０ …（２）
０．０１≦Ｎs …（３）
Ｓs／Ｓt＜１．０ …（４） A welded member having a resistance spot welded portion in which a sheet set of two or more overlapping steel sheets is resistance spot welded,
When the total plate thickness of the plate assembly is t all (mm) and the minimum thickness of the resistance spot weld is t weld (mm), t all (mm) and t weld (mm) satisfy formula (1);
At least one of the two or more steel plates is a steel plate having an internal oxide layer on a surface layer of the steel plate,
In the base material portion on the steel plate side having the internal oxidation layer,
When the amount of oxygen per unit area in the internal oxide layer on the mating surface side of the steel sheets is Os (g/m 2 ), Os satisfies formula (2),
In the weld heat affected zone on the steel plate side having the internal oxide layer,
When the density of oxides containing Si in a first region defined by a range of ±50 μm from the starting point on the steel sheet mating surface at the corona bond end and a range of 10 μm from the starting point in the sheet thickness direction is Ns (pieces/ μm2 ), Ns satisfies formula (3),
and an average Si concentration in a second region surrounded by a range of ±50 μm from the starting point in a direction parallel to the steel sheet mating surface and a range of 5 μm from the starting point in the sheet thickness direction is Ss (mass %), and an average Si concentration in a third region of 100 μm square centered at a position 1/4 of the sheet thickness from the starting point in the sheet thickness direction is St (mass %), Ss and St satisfy formula (4).
0.5<t weld / t all <1.0 ... (1)
0.02<Os<1.0 ... (2)
0.01≦Ns (3)
Ss / St < 1.0 ... (4)
前記内部酸化層を有する鋼板が、式（５）を満たす、請求項１に記載の溶接部材。
｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６＋０．０１≦Ｎs …（５）
ここで、式（５）におけるＮs（個／μｍ2）は前記第１領域内における、Ｓｉを含有する酸化物の密度である。 When the thickness of the steel plate is t (mm), the tensile strength of the steel plate is TS (MPa), and the average Si content in the steel plate is Si (mass%),
The welded member according to claim 1 , wherein the steel plate having the internal oxidation layer satisfies formula (5).
{(t+Si+TS/1000)-1.4}/66+0.01≦Ns ... (5)
Here, Ns (pieces/μm 2 ) in formula (5) is the density of the oxide containing Si in the first region.
｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６＜Ｓs／Ｓt＜｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６＋０．９ …（７）
ここで、式（７）におけるｔ（ｍｍ）は前記内部酸化層を有する鋼板の板厚であり、ＴＳ（ＭＰａ）は前記内部酸化層を有する鋼板の引張強度であり、Ｓｉ（質量％）は前記内部酸化層を有する鋼板中の平均Ｓｉ含有量である。 2. The welded member according to claim 1 , wherein in the steel plate having the internal oxide layer, the Ss and the St satisfy formula (7).
{(t+Si+TS/1000)-1.4}/66<Ss/St<{(t+Si+TS/1000)-1.4}/66+0.9 ... (7)
Here, t (mm) in formula (7) is the plate thickness of the steel plate having the internal oxidation layer, TS (MPa) is the tensile strength of the steel plate having the internal oxidation layer, and Si (mass%) is the average Si content in the steel plate having the internal oxidation layer.
｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６＜Ｓs／Ｓt＜｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６＋０．９ …（７）{(t+Si+TS/1000)-1.4}/66<Ss/St<{(t+Si+TS/1000)-1.4}/66+0.9 ... (7)
ここで、式（７）におけるｔ（ｍｍ）は前記内部酸化層を有する鋼板の板厚であり、ＴＳ（ＭＰａ）は前記内部酸化層を有する鋼板の引張強度であり、Ｓｉ（質量％）は前記内部酸化層を有する鋼板中の平均Ｓｉ含有量である。Here, t (mm) in formula (7) is the plate thickness of the steel plate having the internal oxidation layer, TS (MPa) is the tensile strength of the steel plate having the internal oxidation layer, and Si (mass%) is the average Si content in the steel plate having the internal oxidation layer.
かつ、複数の溶接打点がある場合には、隣り合う溶接打点同士の打点中心間の平均距離が６ｍｍ以上である、請求項１に記載の溶接部材。 the average value of the shortest distance from the center of the weld point of the resistance spot weld to the end surface of the steel sheet is 3 mm or more;
2. The welded member according to claim 1 , wherein, when there are a plurality of weld points, the average distance between the centers of adjacent weld points is 6 mm or more.
かつ、複数の溶接打点がある場合には、隣り合う溶接打点同士の打点中心間の平均距離が６ｍｍ以上である、請求項１２に記載の溶接部材。The welded member according to claim 12, wherein, when there are a plurality of weld points, an average distance between the centers of adjacent weld points is 6 mm or more.
２枚以上の鋼板を重ね合わせて板組とする準備工程と、前記板組を抵抗スポット溶接する溶接工程と、を有し、
前記溶接工程では、
前記板組を一対の溶接電極で挟持し、加圧しながら通電して接合を行う際に、
少なくとも１箇所の溶接打点については、前記溶接電極による加圧を行う直前に、（ａ）～（ｅ）の１つまたは２つ以上の状態を満たし、
かつ、前記通電は、加圧力：２．０～１０．０ｋＮ、溶接電流：４．０～１５．０ｋＡ、通電時間：０．１～２．０Ｓで行う通電工程と、
通電終了後の加圧力保持時間をＴｈ（Ｓ）としたとき、Ｔｈが式（８）の関係を満たす電極保持工程と、
を有する、溶接部材の製造方法。
（ａ）溶接電極と重ね合わせた鋼板との打角が０．２度以上である状態
（ｂ）一対の溶接電極の芯ずれ量が０．１ｍｍ以上である状態
（ｃ）いずれかの溶接電極と重ね合わせた鋼板との間に隙間が０．５ｍｍ以上ある状態
（ｄ）重ね合わせた鋼板のうち、少なくとも１組以上の鋼板間に隙間が０．５ｍｍ以上ある状態
（ｅ）溶接打点中心から重ね合わせた鋼板における鋼板端面までの最短距離が１０ｍｍ以下である状態
｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／１３２＜Ｔｈ＜［－｛（ｔ＋Ｓｉ＋ＴＳ／１０００）－１．４｝／６６］＋１．１ …（８）
ここで、式（８）におけるｔ（ｍｍ）は前記内部酸化層を有する鋼板の板厚であり、ＴＳ（ＭＰａ）は前記内部酸化層を有する鋼板の引張強度であり、Ｓｉ（質量％）は前記内部酸化層を有する鋼板中の平均Ｓｉ含有量である。 A method for manufacturing a welded member according to any one of claims 1 to 14 ,
The method includes a preparation step of overlapping two or more steel plates to form a plate assembly, and a welding step of resistance spot welding the plate assembly,
In the welding step,
When the plate assembly is clamped between a pair of welding electrodes and joined by applying current while applying pressure,
For at least one welding point, immediately before applying pressure with the welding electrode, one or more of the conditions (a) to (e) are satisfied;
and a current application process in which the current application is performed with a pressure of 2.0 to 10.0 kN, a welding current of 4.0 to 15.0 kA, and a current application time of 0.1 to 2.0 S.
an electrode holding step in which Th (S) is a pressure holding time after the end of current flow, and Th satisfies the relationship of formula (8);
The method for manufacturing a welded member includes the steps of:
(a) A state in which the impact angle between the welding electrode and the overlapped steel plates is 0.2 degrees or more; (b) A state in which the misalignment amount of a pair of welding electrodes is 0.1 mm or more; (c) A state in which a gap of 0.5 mm or more exists between any of the welding electrodes and the overlapped steel plates; (d) A state in which a gap of 0.5 mm or more exists between at least one pair of overlapped steel plates; (e) A state in which the shortest distance from the center of the welding point to the end face of the overlapped steel plates is 10 mm or less. {(t+Si+TS/1000)-1.4}/132<Th<[-{(t+Si+TS/1000)-1.4}/66]+1.1 ... (8)
Here, t (mm) in formula (8) is the plate thickness of the steel plate having the internal oxidation layer, TS (MPa) is the tensile strength of the steel plate having the internal oxidation layer, and Si (mass%) is the average Si content in the steel plate having the internal oxidation layer.
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